Descargar - Pontificia Universidad Católica del Perú

PONTIFICIA UNIVERSIDAD CATÓLICA DEL PERÚ
FACULTAD DE CIENCIAS E INGENIERÍA
DISEÑO DE UN EQUIPO ESCALDADOR DE ALCACHOFAS DE 180 kg/h
Tesis para optar el Título de Ingeniero Mecánico
Que presenta el bachiller:
DIEGO ALONSO VALENZUELA MEDINA
ASESOR: Ing. Enrique Barrantes Peña
Lima, diciembre 2013
RESUMEN
El escaldado es un proceso que se efectúa para de obtener estabilización térmica
en frutos y hortalizas, con la finalidad de posteriormente someterlos procesos
de
cocción
escaldador
industrial.
de
En
alcachofas
el
proyecto
con
desarrollado,
aplicación
en
se
diseñó
Plantas
un
dedicadas
equipo
a
la
industrialización de alimentos. El equipo escaldador tiene una capacidad para
procesar 180 kg/h y puede ser empleado también con otros productos agrícolas.
El desarrollo de este proyecto considera tanto el diseño mecánico, como el diseño
térmico del equipo escaldador y también la selección de todos los componentes
que conforman el escaldador. Adicionalmente se realizó la estimación del costo
del
equipamiento.
El diseño considera el movimiento de las alcachofas dentro del medio calefactor
utilizando un transportador
de tornillo sin fin.
El medio calefactor
es agua
caliente, que eleva su temperatura de 20°C a 100°C utilizando un serpentín por
el que circula vapor de agua a 2 bares de presión. El accionamiento del
transportador se realiza con un motorreductor de 1 HP de potencia, con una
relación de reducción 1:260 acoplado a un sistema de transmisión de cadenas con una
relación de reducción 1:4, reduciendo la velocidad de rotación e incrementado el torque.
El costo del equipo escaldador considera tanto aspectos de Ingeniería y Diseño,
materiales y equipos, así como los costos de fabricación y montaje. El costo
total asciende a S/. 35286,85 para un lote inicial de cinco (5) equipos.
ÍNDICE
INTRODUCCIÓN
1
CAPITULO 1: CARACTERÍSTICAS DEL PROYECTO
3
1.1.
Generalidades
3
1.2.
La alcachofa y su industrialización
3
1.2.1
El escaldado
6
1.2.2
Temperaturas y tiempo de escaldado
7
1.3.
Estado de la tecnología
1.4.
Evaluación de alternativas
12
1.4.1. Fluido para escaldado
12
1.4.2. Equipo escaldador
13
1.5.
Configuración de escaldador
8
15
CAPITULO 2: DISEÑO DEL EQUIPO ESCALDADOR
2.1.
Diseño mecánico
2.1.1. Cálculo del sistema de transporte
17
17
2.1.1.1.
Cálculo del transportador de tornillo sin fin
17
2.1.1.2.
Dimensionamiento del cilindro separador
56
2.1.2. Sistema de transmisión de potencia
57
2.1.2.1.
Selección del Motorreductor
58
2.1.2.2.
Cálculo de cadenas
63
2.1.2.3.
Selección del variador de velocidad
66
2.1.3. Recipiente de agua de escaldado
66
2.1.4. Dimensionamiento de bandejas de carga y descarga
70
2.1.5. Cálculo de la estructura
71
2.2.
Diseño térmico
75
2.2.1. Cálculo del serpentín
75
2.2.2. Cálculo de pérdidas de calor
82
2.2.3. Circuito térmico
87
2.2.4. Selección de accesorios del circuito térmico
89
2.3.
Secuencia de operaciones
90
CAPITULO 3: PRESUPUESTO DEL PROYECTO
3.1.
Costos de materiales y equipos
91
3.1.1. Sistema de transporte
91
3.1.2. Sistema de transmisión de potencia
91
3.1.3. Recipiente o cuba de agua
92
3.1.4. Sistema de calentamiento de agua
92
3.1.5. Estructura
93
3.2.
Costo de fabricación y montaje
94
3.3.
Costos de diseño
94
3.4.
Costo total
95
CONCLUSIONES
96
BIBLIOGRAFÍA
97
PLANOS
ANEXOS
ANEXO 1
ANEXO 1-1: Lista de exigencias
ANEXO 1-2: Conceptos de solución
ANEXO 2: Propiedades térmicas de la alcachofa
ANEXO 3: Diseño mecánico
ANEXO 3-1: Cálculo de la densidad del producto
ANEXO 3-2: Verificación de la deformación transversal por flexión
ANEXO 3-3: Selección de rodamientos
ANEXO 3-4: Tabla para selección de chavetas DIN 6885
ANEXO 3-5: Ficha técnica del Motorreductor
ANEXO 3-6: Tablas para el cálculo de cadenas
ANEXO 3-7: Variador de velocidad de control vectorial
ANEXO 3-8: Análisis de esfuerzos de la estructura
ANEXO 4: Diseño térmico
ANEXO 4-1: Iteraciones del cálculo del serpentín
ANEXO 4-2: Cálculo del factor de forma
ANEXO 5: Resumen de componentes
LISTA DE SÍMBOLOS
:
Área de relleno
:
Área del cordón de soldadura
:
Área resistente de la presión del agua
:
Área interior del serpentín
:
Área transversal de la tolva
:
Coeficiente de superficie para análisis de fatiga
:
Coeficiente de tamaño para análisis de fatiga
:
Coeficiente de temperatura para análisis de fatiga
:
Coeficiente de tipo de carga
:
Calor específico del agua de escaldado
:
Costo hora – hombre
:
Costo hora – ingeniero
:
Costo hora - dibujante
:
Diámetro del transportador de tornillo
:
Diámetro de las alcachofas
:
Diámetro mayor del árbol del transportador
:
Diámetro exterior del serpentín
:
Diámetro interior del serpentín
:
Módulo de elasticidad
:
Fuerza axial ejercida por el producto sobre el árbol del transportador de
tornillo
:
Fuerza cortante
:
Fuerza en el sistema de transmisión por cadenas
:
Fuerza normal
:
Fuerza resultante del peso de la hélice
:
Fuerza actuante sobre caras de la hélice
:
Factor del diámetro del transportador
:
Factor de rodamiento de suspensión
:
Factor de hélice
:
Factor de material
:
Factor de paleta
:
Factor de sobrecarga
:
Módulo de elasticidad angular
:
Potencia para sobreponerse a la fricción
:
Potencia para el desplazamiento del material
:
Primer momento de inercia
:
Momento de inercia polar
:
Momento de inercia de masa
:
Coeficiente de conducción del cobre
:
Conductividad térmica del líquido
:
Coeficiente de conducción térmica del acero
:
Coeficiente de conducción del aislante
:
Longitud efectiva del transportador de tornillo
:
Longitud efectiva de la chaveta
:
Momento flector
:
Momento torsor en cada segmento de hélice
:
Revoluciones por minuto (RPM) del transportador de tornillo
:
Número de Nusselt
:
Potencia para desplazar el producto
:
Potencia para el desplazamiento en vacío
:
Potencia total
:
Presión admisible del material
:
Potencia del motor
:
Paso del transportador de tornillo
:
Fuerza resultante por efecto de la presión de agua
:
Número de Prandtl
:
Capacidad de transporte másico en Kg/h
:
Flujo de calor para calentar el agua de escaldado
:
Flujo de calor de pérdidas
:
Número de Reynold
:
Factor de forma
:
Temperatura de saturación
:
Temperatura de superficie interior
:
Temperatura de superficie exterior del recipiente
:
Temperatura del ambiente exterior
̇
̇
:
Torque medio del motor
:
Torque medio de la carga
:
Velocidad lineal del transportador de tornillo
:
Flujo volumétrico
:
Número de dientes del piñón motriz
:
Número de dientes de la rueda conducida
:
Ancho de la chaveta
:
Ancho del canal chavetero del árbol
:
Ancho el canal chavetero del cubo
:
Diámetro menor del árbol del transportador de tornillo
:
Factor de aplicación para el cálculo de cadenas
:
Factor de diente para el cálculo de cadenas
:
Aceleración de la gravedad
:
Alto de la chaveta
:
Entalpía de condensación del vapor de agua
:
Relación de transmisión
:
Masa de agua de escaldado
:
Flujo de masa de vapor
:
Esfuerzo normal al cateto
:
Esfuerzo longitudinal al cordón
:
Esfuerzo paralelo al cateto
:
Profundidad del canal chavetero del árbol
:
Profundidad del canal chavetero del cubo
:
Tiempo de escaldado
:
Deformación torsional en grados sexagesimales
:
Coeficiente convectivo exterior
:
Coeficiente convectivo interior al recipiente
:
Coeficiente de radiación
:
Coeficiente convectivo interno
:
Factor geométrico de concentración de esfuerzos
:
Factor efectivo de concentración de esfuerzos
:
Deflexión máxima del árbol del transportador
:
Eficiencia de transmisión por cadena
:
Eficiencia de transmisión con motorreductor
:
Coeficiente de desplazamiento del material
:
Factor de sensibilidad a la entalla
:
Viscosidad dinámica
:
Densidad del producto
:
Densidad de las alcachofas
:
Densidad del líquido saturado
:
Densidad del vapor saturado
:
Resistencia límite a la tracción
:
Resistencia a la fluencia
:
Resistencia límite a la fluencia alternante
:
Esfuerzo equivalente
:
Esfuerzo equivalente medio
:
Esfuerzo equivalente alternante
:
Constante de Stefan – Boltzmann
:
Esfuerzo cortante de fluencia
:
Esfuerzo cortante debido al momento torsor
:
Coeficiente de relleno
:
Velocidad de rotación (
:
Fuerza distribuida ejercida por el peso de la hélice del transportador
⁄
) del transportador de tornillo
INTRODUCCIÓN
El escaldado es un tratamiento de estabilización térmica
que tiene como finalidad
inactivar enzimas propias del alimento para detener así la actividad metabólica y
degradación del mismo. De esta manera se logra conservar la calidad del producto
durante el periodo de almacenamiento, es por esto que esta aplicación debe de realizarse
antes de cualquier otro tratamiento de conservación como: congelación, enlatado o
deshidratación. Las técnicas más comunes de escaldado involucran el uso de agua o
vapor y características específicas, como temperatura y tiempo del procedimiento, se
encuentran determinadas por cada alimento, pues la inactivación enzimática está en
función de la velocidad de transferencia de calor desde el medio circundante hasta el
producto.
La alcachofa es una planta herbácea que en los últimos años, debido a sus características
benéficas para la salud, ha visto incrementado su cultivo en el Perú como respuesta a la
gran demanda internacional de este producto. Actualmente, la mayor cantidad de
consumo de esta hortaliza a nivel internacional es en conserva debido a la posibilidad de
almacenamiento por largos periodos. La alcachofa envasada requiere necesariamente
una etapa de escaldado durante su procesamiento, siendo esta una etapa determinante
para la calidad nutricional y sensorial del producto.
En este proyecto, se diseñó un equipo escaldador que cumple con los requerimientos
propios de la alcachofa; sin embargo, el equipo puede ser empleado para realizar el
mencionado tratamiento térmico a otras hortalizas, sin que esto represente una
modificación del mismo. Además se contempló en su diseño el trabajo en armonía con el
medio ambiente.
1
Basándonos en lo expuesto anteriormente, se plantean los siguientes objetivos.
Objetivo general:

Diseñar y dimensionar un equipo para escaldado con capacidad de producción
igual a 180 Kg/h.
Objetivo específicos:

Realizar una descripción de las características del proyecto enmarcando los
conceptos teóricos necesarios para su desarrollo.

Elaborar el diseño mecánico y térmico del equipo así como seleccionar los
componentes necesarios para su funcionamiento.

Estimar el costo que tendrán los materiales, el diseño y la mano de obra en el
proceso de fabricación del equipo.
2
CAPÍTULO 1
CARACTERÍSTICAS DEL PROYECTO
1.1 Generalidades
El proceso de escaldado es un proceso de estabilización térmica realizado durante la
industrialización de las frutas y hortalizas.
En la presente memoria, se desarrollará el diseño de un equipo escaldador, el cual
contará con una capacidad de procesamiento de 180 Kg/h., y tendrá como función la
estabilización térmica de hortalizas, principalmente alcachofas.
1.2 La alcachofa y su industrialización
La alcachofa no es una planta en sí, sino que es la parte floral no madura de la
alcachofera; y esta no es comestible en su totalidad. La alcachofa está constituida por una
gran cantidad de hojas verdes superpuestas a modo de escamas que finalizan en lo que
comúnmente se conoce como corazón, el cual a su vez, está sostenido por un tallo. Las
zonas de este vegetal que pueden ser consumidas, son el corazón y la carnosidad
almacenada en los extremos inferiores de las hojas. La constitución de la alcachofa puede
ser mejor apreciada en la figura 1.1.
Figura 1.1 Vista en corte de una flor de alcachofa [1]
3
La alcachofa tiene un alto valor nutritivo, y es por ello que se desarrollan numerosos
estudios que buscan hallar nuevas y diversas formas de aprovechar esta hortaliza. El
contenido nutricional de la alcachofa es altamente saludable
y beneficioso para el
organismo ya que contiene altas cantidades de fibras, de la misma forma cuenta con
propiedades digestivas, diuréticas y es rica en vitaminas A, B1, B3 y C. Además uno de
sus mayores beneficios es la reducción de colesterol y triglicéridos.
Dentro de los compuestos presentes en la Alcachofa, se pueden resaltar los siguientes: el
potasio, el cual es responsable de la generación y transmisión del impulso nervioso y de
la actividad muscular; magnesio, el cual es necesario para el funcionamiento óptimo de
intestinos, nervios y músculos, y que se encuentra presente también en los huesos y
dientes; la fibra, permite lograr una mejora en el tránsito intestinal y reducir los niveles de
colesterol [2].
Finalmente, cabe resaltar que el componente más abundante de la alcachofa es el agua,
lo cual la convierte en un alimento mínimamente calórico destacándola así, como un
alimento básico dentro de una gran cantidad de dietas que buscan la pérdida o el
mantenimiento de peso.
Este contenido nutricional de la alcachofa puede apreciarse mejor en la tabla 1.1.
Tabla 1.1 Valor nutritivo en 100gr de alcachofa [3]
Existen diversas variedades de alcachofas que pueden ser divididas en dos grupos: sin
espina y con espina. Dentro de la variedad sin espina podemos encontrar: Green Globe,
Imperial Star, Blanca de Tudela, Lorca, A-106. Mientras que por la variedad con espina
solo encontramos a la Criolla [4].
4
Para la industrialización de este producto se utilizan las alcachofas sin espinas, ya que al
ser su manipulación más sencilla se facilita el proceso industrial.
Los procesos por los que pasan las alcachofas durante su industrialización, pueden ser
fácilmente entendidos en el diagrama mostrado en la figura 1.2.
Figura 1.2 Proceso de industrialización de la alcachofa. [5]
Como se puede ver en la figura anterior, antes de la operación de escaldado existe una
clasificación previa, esta se hace en base a los diámetros de las alcachofas pues de esta
variable dependerá el tiempo de escaldado. Seguido de este, figura el enfriado, en esta
operación se baja la temperatura de las alcachofas con el fin de evitar sobre-cocciones.
Estos nueve momentos dentro del proceso de industrialización son necesarios para lograr
que las alcachofas se encuentren en un estado en el cual conserven sus propiedades por
un periodo más largo de tiempo.. La industrialización de la alcachofa en el Perú se inició
por los años 90, desde entonces se envasan en frascos con aceite de oliva o salmuera.
Como resultado de este proceso de industrialización de la alcachofa, el Perú cuenta,
según datos del Ministerio de Agricultura, con sobresalientes índices de crecimiento en
exportación de alcachofas [6].
5
1.2.1
El escaldado
Es un proceso térmico que consiste en calentar a una temperatura específica y durante un
tiempo determinado los productos a tratar. Este calentamiento tiene como objetivo
eliminar enzimas como la Peroxidasa, Catalasa y Lipoxigenasa que son propias del
alimento y que hacen de catalizadores en reacciones químicas que tienen resultados
desfavorables en el producto como: pérdidas de color y textura, producción de malos
olores y sabores, y pérdida de nutrientes [7]. Para determinar la eficiencia del proceso de
escaldado se usa como referencia a la Peroxidasa por ser la que presenta mayor
resistencia térmica además de ser fácil de medir su presencia.
Con respecto a la forma de calentar los productos en el escaldado, el vapor y agua
caliente son los fluidos más utilizados. Sin embargo, el escaldado con microondas y gases
calientes viene siendo estudiado [8].
Durante el escaldado, además de la inactivación de enzimas, surgen también diversos
fenómenos como la compactación del producto, pues se compactan estructuras internas y
se eliminan gases, lo cual es favorable para enlatados, pues el producto no flotará en el
líquido de gobierno;
otro fenómeno que surge es la reducción del número de
microorganismos, que llega a alcanzar hasta el 90% en capas exteriores; la adsorción de
oxígeno es otro de los fenómenos que surgen, y se explica porque la concentración
residual de este gas, el oxígeno, después del escaldado, es mínima y con esto se impide
la oxidación del producto y la corrosión de la hojalata, suponiendo que este sea el material
del envase; y finalmente, el último fenómeno es la desnaturalización de proteínas [9].
Por otro lado, la mala determinación de variables como temperatura y tiempo de
escaldado pueden producir cambios indeseables como pérdidas de nutrientes por
disolución, por ejemplo minerales, vitaminas solubles en agua y otros componentes
hidrosolubles; también se pueden producir cambios en la textura, principalmente
ablandamiento de los tejidos; cambios en dureza, cohesión y rigidez; y
finalmente,
cambios en el sabor y color, que son generalmente indeseables. Finalmente, se debe
aclarar que el escaldado es una operación complementaria y forma parte de todo el
proceso de estabilización térmica que es realizado durante la industrialización de los
alimentos. En consecuencia, el escaldado estará presente en procesos de secado,
congelado y enlatado de frutas y hortalizas.
6
1.2.2
Temperatura y tiempo de escaldado
La temperatura del escaldado estará determinada por la enzima que presenta mayor
resistencia térmica dado que si se garantiza la desactivación de esta, las otras estarán en
la misma situación. En el caso de la alcachofa, la enzima con mayor resistencia térmica es
la Peroxidasa. Estudios
experimentales han determinado que la temperatura de
desactivación de esta enzima oscila entre 80 y 100 °C teniendo resultados desfavorables
si se trabaja con temperaturas fuera de este rango [10]. De realizar el escaldado a
temperaturas inferiores a 80°C no se logra inactivar las enzimas, y si se realiza a
temperaturas mayores a 100°C se puede ocasionar pérdidas de nutrientes o
ablandamiento de tejidos.
Con respecto al tiempo y temperatura de escaldado para las alcachofas, estos están
determinados en función del tiempo de resistencia enzimática, el método de
calentamiento, el coeficiente convectivo de transferencia de calor, el coeficiente de
conductividad térmica de las alcachofas y por tres factores de esta hortaliza: el tamaño, la
forma y la cantidad. Para el desarrollo de este proyecto, se trabajó en función de los
parámetros manejados en la industria nacional [11]. Estos se muestran, en función del
tamaño de las alcachofas, en tabla siguiente.
Tabla1.2 Parámetros para el escaldado de alcachofas
Diámetro de
alcachofa [cm]
Temperatura de
escaldado [°C]
Tiempo de
escaldado [min]
4
4.5
5
5.5
6
6.5
7
7.5
8-8.5
98
98
98
98
98
98
98
98
98
13
13
13
14
15
17
18
19
20
7
1.3 Estado de la tecnología
Como ya se ha explicado anteriormente, los equipos de escaldado más difundidos
comercialmente involucran el uso de vapor saturado y agua caliente. A continuación, se
detallarán los equipos existentes en el mercado.
Blanchers for food products
El registro de la invención de este equipo data del año 1969 [12], representa el modelo
clásico de escaldador y está constituido por un tambor giratorio con perforaciones que
permiten la filtración del agua caliente, y por un tornillo sin fin, al interior del tambor, que
es el responsable del movimiento de los productos a través del equipo, desde la zona de
alimentación hasta la zona de descarga como se muestra en la figura 1.3.
Figura 1.3 Representación de tambor y tornillo sinfín. [14]
El tambor perforado y el tornillo sinfín están sumergidos hasta la mitad en agua caliente.
Esta última es calentada por inyección directa de vapor mediante toberas envueltas, de
esta forma se logra recirculación reduciendo ruido y vibración [13]. El tiempo de escaldado
está determinado por la longitud del equipo y la velocidad de giro del conjunto tambor y
tornillo sinfín.
Con respecto a este equipo y su modo de funcionamiento, es necesario tomar en cuenta
que; si por un lado presenta una alta eficiencia energética, un escaldado homogéneo y un
coste de inversión inicial bajo; por el otro encontramos un alto consumo de agua y una
alta pérdida de compuestos solubles que a su vez genera un alto volumen de efluentes
con alta carga orgánica. En la figura 1.4 se puede observar la vista principal del equipo.
8
Figura 1.4 Vista principal de equipo. [15]
Drum with exterior frame for blanchers and coolers
La patente de este equipo fue registrada en 1995 [16]. La vista en explosión de este
escaldador se muestra en la figura 1.6.
Figura 1.6 Vista en explosión de equipo. [17]
El principio de funcionamiento de este equipo es similar al de la patente anterior con la
excepción de que al agua de calentamiento solo se le inyecta vapor de agua, no aire
comprimido, y que no cuenta con un tornillo sin fin, sino con una hélice sin deflectores
unida al cilindro externo, de esta manera el producto solo es transportado axialmente.
9
Rotary drum blancher for cooking food
Este diseño fue patentado en el 2004 [18] y presenta el equipo cuya vista principal se
muestra en la figura 1.8.
Figura 1.8 Vista principal de equipo. [19]
Este equipo escaldador cuenta con un tornillo sin fin ubicado dentro de un cilindro y
encargado de transportar los productos. Este cilindro presenta agujeros en su superficie
que permiten el paso del fluido usado para escaldar los productos, que en este caso es
vapor de agua.
El cilindro con perforaciones se encuentra dentro de una cámara, y entre la base de la
cámara y el cilindro existe una capa de agua, la cual es calentada mediante la inyección
de vapor. Esta capa de agua, que no llega a cubrir los productos, sirve para mantener el
vapor en la parte superior de la cámara y en contacto directo con los productos que están
siendo escaldados.
Water type blancher
Esta patente fue registrada en 1985 [20] y detalla la invención de un equipo escaldador.
En la figura 1.9 se presenta la vista principal del mismo.
El sistema de funcionamiento de este equipo consiste en hacer pasar los productos, sobre
una faja, a través de una lluvia de agua caliente. El agua de esta es bombeada desde un
reservorio en donde es calentada por inyección de vapor.
10
Figura 1.9 Vista principal de equipo. [21]
Individual Quick Blanching (IQB)
Este sistema fue desarrollado con el objetivo de eliminar los problemas existentes en
equipos convencionales de escaldado con vapor. Para esto, se dividió el proceso de
escaldado en dos etapas.
En la primera, los alimentos atraviesan, en línea y dispuestos sobre una faja, la zona de
calentamiento. La elevada temperatura de esta zona se consigue mediante la inyección
de vapor saturado y es suficiente para la inactivación de enzimas.
En la segunda, los productos pasan a una zona que es denominada “adiabatic holding” en
donde se acumulan debido a un lento avance de la faja de transporte. Los alimentos
permanecerán en esta etapa el tiempo suficiente para permitir el equilibrio térmico y así
conseguir el calentamiento del centro de cada uno [22].
Estas dos etapas de procesamiento pueden ser observadas en la figura 1.10.
Figura 1.10 Esquema de sistema IQB [23]
11
Las ventajas que presenta este sistema incluyen un rápido y más uniforme calentamiento,
disminución del volumen de efluentes, cortos tiempos de procesamiento y reducción de
las pérdidas de componentes por lixiviación.
1.4 Evaluación de alternativas
En esta sección, se evaluará y determinará que fluido utilizar para el escaldado de
alcachofas. Además se definirán los componentes principales del equipo escaldador.
1.4.1
Fluido para escaldado
Los métodos más difundidos de escaldado involucran el calentamiento por inyección de
vapor saturado o por inmersión en agua caliente. Cada una de estas opciones tiene sus
ventajas y desventajas.
El escaldado con vapor tiene como ventajas su rapidez, economía y la reducción de
pérdidas de nutrientes por arrastre de compuestos solubles. Dentro de sus desventajas
podemos encontrar que es menos eficiente, pues requiere de tiempos mayores para la
inactivación de enzimas, y que es difícil encontrar la correcta combinación temperaturatiempo que garantice la inactivación de enzimas en el centro del producto y que la
superficie de este no presente daños en sus características sensoriales debido a sobreexposición al calor.
El escaldado con agua caliente es el más difundido y presenta
como ventajas su
eficiencia, el calentamiento uniforme del producto y el control que se puede tener sobre el
escaldado. Como desventajas encontramos que se requiere de un gran volumen de agua;
presenta lixiviación de ácidos, vitaminas y minerales importantes; y que las aguas
residuales del proceso de escaldado presentan altos niveles de materia orgánica. El agua
utilizada en este método de escaldado es “agua blanda”, pues el uso de “agua dura”, al
tener en su constitución sales de calcio y magnesio, tiende a producir endurecimiento del
producto [24].
En base a lo expuesto, se seleccionó el fluido a utilizar en el equipo escaldador. Para esto
se realizó la calificación, en base a diversos criterios, que se muestra en tabla 1.3. A
estos criterios se les ha asignado pesos de acuerdo a su importancia con respecto al tipo
de equipo que se busca diseñar. La puntuación será de 1 a 5 y se hará un promedio
12
ponderado con los pesos asignados a los criterios. La alternativa que obtenga mayor
promedio será seleccionada.
Tabla 1.3 Selección de fluido a emplear.
Evaluación
Criterios
Fluidos
Pond.
Agua
Vapor de agua
Inversión inicial
5
4
2
Costo de producción
4
3
4
Menor lixiviación de nutrientes
2
3
4
Calidad de producto final
4
5
3
Eficiencia de escaldado
4
5
3
Efectos ambientales
4
3
4
3.9
3.2
Promedios ponderados
Como se puede ver en la tabla de calificación, el fluido que obtuvo mayor puntuación fue
el agua. Su principal ventaja es que presenta buena eficiencia de escaldado, esto debido
a que con este método se consigue un calentamiento parejo del producto, lo que se
traduce en una mejor neutralización enzimática. Su principal desventaja es que al utilizar
mayor volumen de agua existe un mayor volumen de efluentes, esto exige buscar algún
tipo de solución, como la reutilización del agua.
1.4.2
Equipo escaldador
Para el diseño del equipo escaldador de alcachofas, se procedió con la metodología de
diseño. Para esto se elaboró, en primer lugar, la lista de exigencias adjunta en el
Anexo 1-1 para luego continuar con la estructura de funciones que se muestra en la
figura 1.11. Como se puede observar, las funciones planteadas son:
- Alimentar
: Comprende el ingreso de las alcachofas previamente clasificadas en
función a su tamaño.
- Transporte : Tiene que ver con el traslado de los productos a través del medio
escaldador.
13
- Calentar
: Se refiere al calentamiento del agua de escaldado pues; como ya se
definió, esta operación será por inmersión en agua caliente.
- Recolectar : Comprende la salida de alcachofas ya escaldadas.
Figura 1.11 Estructura de funciones del diseño del equipo escaldador
Partiendo de la estructura de funciones y como tercer punto en la metodología de diseño,
se procedió a realizar la matriz morfológica que se muestra en la tabla 1.4.
Tabla 1.4 Matriz morfológica para el diseño del Equipo Escaldador
Para un mejor entendimiento de los conceptos de solución, revisar los esquemas
respectivos adjuntos en el Anexo 1-2
14
Para la evaluación de la solución óptima se emplearon diversos criterios. De igual manera
que para la selección del agua como fluido escaldador, se asignó pesos a los criterios y la
calificación fue de 1 a 5. El concepto de solución que obtenga mayor promedio ponderado
será escogido. En la tabla 1.5 se muestra la evaluación de los conceptos de solución.
Tabla 1.5 Evaluación de conceptos de solución
Evaluación
Criterios
Buen uso de energía
Costo de la tecnología
Costo de operación
Facilidad de montaje
Facilidad de mantenimiento
Transportabilidad
Complejidad
Productividad
Confiabilidad
Rigidez
Seguridad
Promedio ponderados
Pond.
4
5
4
3
3
2
4
5
2
2
5
Conceptos de solución
Sol
Sol
Sol
Sol
1
2
3
4
5
3
5
2
4
3
5
3
5
3
4
5
3
4
4
3
4
4
3
4
3
3
4
4
2
3
4
4
4
5
2
1
4
5
4
3
3
3
4
3
4
4
2
2
3.8
3.6
3.6
2.9
Como se puede observar en la tabla 1.5, según los resultados de la evaluación de los
conceptos de solución, la solución óptima para los criterios fijados es la solución 1. Esta
alternativa será un punto de partida para el diseño del equipo escaldador.
1.5 CONFIGURACIÓN DEL EQUIPO ESCALDADOR
Para finalizar este capítulo, se presentará a modo de resumen la configuración del equipo
escaldador.
El equipo escaldador trabajará con agua como fluido calefactor y será diseñado para
trabajar en una línea de producción. El equipo estará conformado de la siguiente manera:
- Alimentación
: Los productos, previamente clasificados por tamaño y precalentados,
ingresarán por un extremo del equipo mediante una tolva lateral.
15
- Transporte
: Después de ingresar al equipo, los productos serán transportados de
un extremo a otro mediante un tornillo sin fin y un cilindro separador. La velocidad de
giro del tornillo sin fin será dada en función al tiempo que necesitan los productos para
ser escaldados. El tiempo de escaldado está en función de las características físicas de
los productos.
- Calentamiento : Se utilizará agua como fluido calefactor. Los productos estarán
inmersos en este fluido mientras son transportados, de un extremo a otro del equipo, por
el tornillo sin fin. El incremento de temperatura del agua se logrará mediante el uso de
un serpentín por el que circulará vapor de agua.
- Recolección
: Al terminar la operación de escaldado, los productos saldrán por un
extremo del equipo. Para esto, pasarán por una tolva ubicada en la parte lateral de un
extremo del mismo.
Además, se emplearán dispositivos para controlar la velocidad de giro del tornillo sin fin y
el flujo de vapor por el serpentín. El detalle de estos, será especificado durante el
desarrollo del siguiente capítulo.
En la figura 1.12 se muestra un esquema a mano alzada del equipo a diseñar
Figura 1.12 Esquema del equipo escaldador a diseñar
16
REFERENCIAS CAPÍTULO 1
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Conservación
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Alimentos
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Temperaturas.1era edición. Venezuela: Equinoccio. pp. 109.
CAPITULO 2
DISEÑO DEL EQUIPO ESCALDADOR
El diseño del equipo escaldador fue dividido en dos etapas: diseño mecánico y diseño
térmico. El detalle de estas será desarrollado a continuación.
2.1.
Diseño mecánico
Esta etapa del diseño contempló el sistema de transporte de las alcachofas, el sistema de
transmisión de potencia, el diseño del recipiente que aloja el agua usada para el
escaldado y la estructura del equipo.
2.1.1. Cálculo del sistema de transporte
Una vez dentro del equipo, las alcachofas son conducidas a lo largo de este atravesando
el medio calefactor, que en este caso es agua caliente. El sistema de transporte
encargado del traslado de las alcachofas está conformado por un transportador de tornillo
sin fin y un cilindro separador.
2.1.1.1. Cálculo del transportador de tornillo sin fin
El transportador de tornillo es el encargado del traslado propiamente dicho y, como se ve
en la figura 2.1, está conformado por una hélice soldada a lo largo de un árbol.
Figura 2.1 Vista frontal del tornillo transportador
El transportador de tornillo movilizará a los productos con una porción de su área
transversal, equivalente al 40% del área total. Este porcentaje fue asignado teniendo en
cuenta las siguientes consideraciones:
i.
El transportador de tornillo no puede estar totalmente inmerso en el producto pues
se originarían amontonamientos de este y así el deterioro del mismo.
ii.
El porcentaje que determina la sección de trabajo del transportador de tornillo
debe de garantizar que el producto, en este caso alcachofas de distintos tamaños,
esté totalmente sumergido en el agua de tratamiento.
A continuación, se detalla el dimensionamiento de la hélice y la verificación del árbol del
transportador. Estos cálculos fueron realizados teniendo en cuenta la situación más
crítica, que es el transporte de las alcachofas de mayor tamaño. Esto debido a que este
procesamiento involucra menor velocidad y mayor torque.
Dimensionamiento de la hélice
Para el dimensionamiento de las medidas características de la hélice del transportador,
tales como el diámetro y el paso de la misma, se usó como referencia el artículo “Cálculo
de transportadores de tornillo sin fin según la Norma UNE” de la revista “Alimentación,
equipos y tecnología”. Este artículo está basado, principalmente, en la norma UNE 58224-88 “Aparatos de manutención continua para graneles. Transportadores de tornillo sin
fin. Reglas para el diseño de accionamientos” [1].
Para esto, partimos de dos datos:
1. El mayor tiempo de escaldado se da para alcachofas de diámetro promedio de
8.5cm. Este tiempo es de 20 minutos [2].
2. La longitud efectiva del transportador de tornillo es de 2m por razones
constructivas.
De esto tenemos:
LT =
Longitud efectiva del transportador
tS = Tiempo de escaldado
VT =
Velocidad lineal del transportador en m/s
Siguiendo las recomendaciones de la norma UNE ya mencionada, con respecto al
dimensionamiento del diámetro y el paso del transportador escogemos las siguientes
relaciones:
(2.1)
(2.2)
Donde,
DT = Diámetro del transportador
PT = Paso del transportador
DA = Diámetro del producto (alcachofas)
Dado que DA = 0,085m, si reemplazamos en (2.1) y (2.2) tenemos:
Para el cálculo de la velocidad de rotación, el área de trabajo o de relleno y la capacidad
másica del transportador utilizamos las fórmulas, también propuestas por el artículo en
mención, siguientes:
(2.3)
(2.4)
(2.5)
Donde,
N
: Revoluciones de transportador en RPM
Ar
: Área de relleno
f
: Coeficiente de relleno
QT
: Capacidad másica en Kg/h
: Densidad del producto a transportar
Reemplazando en (2.3), tenemos que las revoluciones son:
Asignamos como coeficiente de relleno f = 0,4 pues el transportador moviliza al producto
con un 40% de su área transversal y reemplazamos en (2.4) para hallar el área de relleno
como sigue a continuación:
Las alcachofas a transportar estarán inmersas en agua, como se puede ver en el Anexo
3-1 la densidad del conjunto alcachofas y agua, en proporciones de 40% y 60%
⁄
respectivamente, es
. Si reemplazamos en (2.5), tenemos que la
capacidad másica del transportador es:
(
)(
)(
)
⁄
Este valor involucra el transporte tanto de alcachofas como agua. Como ya se mencionó,
la proporción de alcachofas que conforma esta mezcla es de 40%. De esto tenemos que
la
capacidad de transporte másico de alcachofas del transportador de tornillo será
⁄ .
La hélice del transportador está conformada por 8 secciones hechas, mediante extrusión
en frío, a partir de 8 discos de 4mm de espesor [3] de acero inoxidable AISI 304 [4].
Verificación del árbol del transportador
El árbol será verificado por fluencia, fatiga, deformación transversal y deformación
torsional. Para esto, como se puede observar en la figura 2.2, definimos el esquema del
árbol y su diagrama de fuerzas externas.
Figura 2.2 Esquema del árbol y diagrama de fuerzas externas
Como se puede observar en esta figura, sobre el árbol del transportador actúan las
siguientes fuerzas y momentos:
1. Reacciones en los apoyos:
Extremo izquierdo:
Rx1  11185,04 N ; Ry1  (215, 24)N
Extremo derecho:
Ry 2  1247, 28 N
, de valor M t  1428.6 Nm , que actúa sobre el árbol a fin de
2. Momento torsor
conseguir su accionamiento. Este momento es constante hasta el inicio de la hélice del
transportador y luego decrece de forma continua hasta el punto de fin de la hélice,
como efecto del desplazamiento del producto.
Para el cálculo del momento torsor (
potencia total (
), es necesario conocer los valores de la
) para el accionamiento del transportador y la velocidad rotacional ( )
de trabajo de este.
El cálculo de la potencia necesaria para el accionamiento del transportador se realizó
de acuerdo a las recomendaciones citadas en el catálogo “Material Handling”
fabricante americano “Martin Sprocket & Gear” [5].
del
Según el catálogo mencionando, la potencia de accionamiento tiene las siguientes
componentes:
i.
Potencia para sobreponerse a la fricción
, esta potencia es la necesaria para
echar a andar el transportador en vacío y puede ser determinada mediante la
siguiente fórmula:
HPf 
L  N  Fd  Fb
[ HP]
1, 000, 000
(2.6)
Donde,
:
L
N
:
Longitud del transportador en pies, 2.04m <> 6.7ft.
Velocidad de operación en RPM, 0.47 RPM
Fd
:
Factor del diámetro del transportador, 165 según referencia [6]
Fb
:
Factor de rodamiento de suspensión, 1 según referencia [7]
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.6) tenemos que la potencia para
vencer la fricción tiene el siguiente valor:
HPf  0.0005HP
ii.
Potencia para el desplazamiento del material HPm , esta es la potencia necesaria
para el transporte del material a una tasa específica.
HPm 
C  L  W  Ff  Fm  Fp
1, 000, 000
[ HP]
Donde,
C
:
W
:
Ff
:
Fm
:
FP
:
3
Capacidad de transporte en  ft 3 h  , 470kg / h  16,3 ft / h
3
3
Peso del material en lb ft 3  , 1020Kg / m  63,6lb / ft
Factor de hélice, 1 según referencia [8] y considerando que el
transportador es de una hélice.
Factor del material, 4 según referencia [9] y considerando la
densidad del producto.
Factor de paleta, 1 según referencia [10]
(2.7)
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.7), tenemos que la potencia necesaria
para el transporte del material es la siguiente:
HPm  0.03HP
La potencia total necesaria está determinada por la sumatoria del valor de la potencia
para vencer la fricción y para el transporte de material. Además esta sumatoria estará
afectada por un factor de sobrecarga como se observa en la siguiente ecuación:
TotalHP  ( HPf  HPm ) Fo
(2.8)
Donde,
Fo :
Factor de sobrecarga, 3 según referencia [11]
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.8), tenemos que la potencia necesaria para
el accionamiento del transportador será la siguiente:
TotalHP  0.09HP <> 0, 07KW
Una vez calculada la potencia de accionamiento, podemos calcular el momento torsor
(
) haciendo uso de la velocidad rotacional (
). Para esto, definimos las siguientes
fórmulas:
(2.9)
(2.10)
Si reemplazamos en (2.9) y (2.10) tenemos:
⁄
Mt 
0.07 103 N m s
 1428, 6 Nm
0.049 rad s
⁄ , como efecto del peso del árbol y de las hélices del
3. Fuerza distribuida
transportador. Considerando las dimensiones ya asignadas en los pasos anteriores y
que el material tanto del árbol como de las hélices es acero inoxidable, calculamos la
fuerza distribuida
como sigue:
- Masa de las hélices:

2
M h  # dis cos( ( DT2  Dárbol
))  e  304
4
(2.11)
Donde,
e
:
304 :
Espesor de las hélices, 4mm
Densidad del acero inoxidable AISI 304, 7860 Kg
m3
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.11), tenemos lo siguiente:

M h  8( (0,512  0, 062 ))  0, 004  7860
4
M h  50,67 Kg
- Masa del árbol del transportador:
M árbol 

4
2
 Dárbol
 LT  304
(2.12)
Donde, LT es la longitud efectiva del transportador. Si reemplazamos valores en la
ecuación (2.12) tenemos lo siguiente:
M árbol  54, 45Kg
Dado que ya conocemos las masas del árbol y de las hélices, podemos calcular los
pesos respectivos y con esto la fuerza distribuida
W
tal como sigue a continuación:
( M h  M árbol )  9,81
L
Reemplazando valores en la ecuación (2.13), la fuerza distribuida es la siguiente:
W  420,9 N
m
(2.13)
4. Fuerza normal o axial al árbol Faxial , se origina como resultado de la resistencia al
desplazamiento del producto. Para el cálculo será considerada como una fuerza
puntual ubicada en el centroide del área de contacto entre el transportador y el
producto. En la figura 2.3 podemos observar la representación de esta fuerza.
Figura 2.3 Ubicación de la fuerza axial al árbol del transportador
Para aproximar la magnitud de esta fuerza dividimos el valor de la potencia necesaria
para transportar el material entre la velocidad lineal de transporte y el número de
hélices. Así tenemos la siguiente expresión:
F´
HPm [W ]
VT  # hélice
(2.14)
F´ 1398,13N
Esta fuerza actúa en el centroide de la sección de contacto entre el transportador y el
producto. Si trasladamos esta fuerza al eje neutro del árbol del transportador
tendremos una fuerza axial y un momento flector M f . Dicha fuerza axial será:
Faxial  1398,13 N
El cálculo del momento flector se muestra en el siguiente punto.
5. Momento flector M f , originado al transportar la fuerza axial al árbol del transportador.
Para determinar el valor de este momento flector, tenemos que calcular la distancia
entre el punto en donde actúa la fuerza axial F ' y el eje neutro del árbol.
En la figura 2.4 se muestra el centroide del área de contacto transportador – producto.
Es en este punto en donde actúa la fuerza resultante F ' .
Figura 2.4 Sección de contacto transportador-producto
Si resolvemos la geometría de la sección mostrada considerando que el área de
contacto, sección achurada, es el 40% del área total obtenemos que el ángulo ∅ es
143.2°. Ahora podemos calcular la distancia “Y” desde el centroide de la zona de
contacto hasta el centro del árbol del transportador con la siguiente expresión:
4 R sin 3 ( )
2
Y
3(  sin  )
(2.15)
Donde,
R : Radio del transportador, 0.255m.
 : Ángulo determinante del área, 143.2°<>2.49 rad
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.15), obtenemos que la distancia Y es:
Y  0.15m
Entonces, el momento flector será el siguiente:
M f  F´Y
M f  209,72 Nm
(2.16)
Una vez identificadas las fuerzas externas que actúan sobre el árbol del transportador de
tornillo, realizamos los diagramas de fuerzas internas para poder identificar secciones
críticas y analizarlas. Estos diagramas se muestran en la figura 2.5.
Como se puede ver en los diagramas mencionados, las zonas críticas a considerar para
la verificación a fluencia y fatiga se denominaron con las letras L, A, N, M y B.
Considerando que el material del árbol es acero inoxidable AISI 304, definimos las
propiedades mecánicas a continuación.
: Resistencia límite a la tracción 540 MPa. [12]
: Resistencia a la fluencia 230 MPa. [13]
: Esfuerzo cortante de fluencia
⁄
√
según teoría del
máximo esfuerzo cortante [14].
: Resistencia límite a la fluencia alternante
(
)
[15]
Figura 2.5 Diagrama de fuerzas internas
Verificación por fluencia y fatiga
A continuación, verificaremos que el árbol del transportador trabaje de forma segura tanto
para cargas estáticas (fluencia) como para cargas dinámicas (fatiga).
Sección L
Esta sección es considerada crítica pues presenta concentrador de tensiones por canal
chavetero además de alto momento torsor.
 Las fuerzas y momentos que actúan sobre esta sección son:
Geometría:
Figura 2.6 Geometría de sección L
 Esfuerzos: En esta sección tenemos esfuerzo de flexión alternante puro, debido al giro
del árbol, y torsión de carácter estático. En la figura 2.7 se muestra el comportamiento
de estos esfuerzos.
Figura 2.7 Comportamiento de esfuerzos en sección L
Entonces, de la figura 2.7 tenemos:
(2.17)
(
(2.18)
)
 Factores que afectan la resistencia a la fatiga:
i. Coeficiente de superficie: Con
y
ii. Coeficiente de tamaño: Con
, obtenemos
.
, para la flexión obtenemos
iii. Coeficiente de temperatura: Con
, obtenemos
.
.
iv. Coeficiente de carga: Considerando carga de flexión y torsión,
.
v. Coeficiente de confiabilidad estadística: Sabiendo que la confiabilidad requerida es
del 50%, obtenemos
.
vi. Factor de concentración de esfuerzos:
Teniendo en cuenta los canales chaveteros, el concentrador efectivo de tensiones
será:
 f  t  1, 4
 Esfuerzo equivalente medio o estático:
Para flexión:
Para torsión:
El esfuerzo equivalente según Von Mises será:
 meq  ( fm   Nm )2  3( tm )2
(2.19)
 Nm  0 , el esfuerzo equivalente será:
Dado que para esta sección
 meq  100,8MPa
 Esfuerzo equivalente alternante:
En esta sección solo tenemos componente alternante para el esfuerzo flector. La
componente “aumentada” de este esfuerzo, teniendo en cuenta que son 2 canales
chaveteros, será:
 ´ fa 
2  f
  fa
Cs  Ct  CT  Cc arg a  Cc
(2.20)
 ´ fa  0, 67MPa
El esfuerzo equivalente según Von Mises será:
 'aeq  ( ' fa   'Na )2  3( 'ta )2
Debido a que para la sección L el
(2.21)
 'Na  0MPa y  'ta  0 , el esfuerzo equivalente
alternante es:
 'aeq  0,67MPa
 Factor de seguridad a la fatiga
1
FS

 meq
B

 'aeq
(2.22)
 ALT
Reemplazando valores en (2.22) y considerando que
 ALT  0.5 B [18], tenemos
que el factor de seguridad a la fatiga es:
FS  5,3
 Factor de seguridad a la fluencia
FS 
F
 Seq
(2.23)
El esfuerzo equivalente superior según Von Mises será:
 Seq  ( fs   Ns )2  3( ts )2
Donde
 fs  0,15Mpa (esfuerzo de flexión superior)
 ts  58, 2Mpa (esfuerzo de torsión superior)
 Ns  0MPa (esfuerzo normal superior)
 Seq  100,8MPa
Y como  F  230MPa , el factor de seguridad a la fluencia será:
FS  2, 28
(2.24)
Sección A
Esta sección es critica debido a que hay un cambio de sección además de que es donde
se producen el momento torsor y fuerza normal más altos.
 Las fuerzas y momentos que actuan en dicha sección son:
Figura 2.8 Geometría de la sección A
 Esfuerzos : Análogamente a lo expresado en el análisis de la sección L, el momento
flector es alternantemente puro y el momento torsor, de carácter estático o constante.
Por lo que tenemos que dichos esfuerzos son los siguientes:
,
(
)
,
Los esfuerzos debido a las fuerzas normal y cortante son, como se muestra en la
figura 2.9, de carácter constante y alternante puro respectivamente.
Figura 2.9 Comportamiento de esfuerzos normal y cortante en sección A
Entonces, de la figura 2.9 tenemos:
(2.25)
(2.26)
 Factores que afectan la resistencia a la fatiga:
i. Coeficiente de superficie: Con
y
ii. Coeficiente de tamaño: Con
, obtenemos
.
, para la flexión obtenemos
iii. Coeficiente de temperatura: Con
, obtenemos
iv. Coeficiente de carga: Considerando carga de flexión, torsión
.
.
.
v. Coeficiente de confiabilidad estadística: Sabiendo que la confiabilidad requerida es
del 50%, obtenemos
.
vi. Factor de concentración de esfuerzos:
Con
es:
⁄
y ⁄
el factor geométrico de concentración de esfuerzos
.
El factor de sensibilidad al entalle:

Con:
1

8
1  (1  F )3
r
B
(2.27)
, radio del redondeo
, esfuerzo de fluencia
, esfuerzo máximo de tracción.
Reemplazando en (2.27) obtenemos que   0,39
El factor efectivo de concentración de esfuerzos será:
 Mf  1   ( f  1)
 Mf  1,58
(2.28)
 Esfuerzo equivalente medio o estático:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
El esfuerzo equivalente según Von Mises será:
 meq  ( fm   Nm )2  3( tm )2  100,97MPa
 Esfuerzo equivalente alternante:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
Entonces, la componente “aumentada” para el esfuerzo flector será:
 ´ fa 
f
Cs  Ct  CT  Cc arg a  Cc
  fa
 ´ fa  1, 25MPa
Y el esfuerzo alternante equivalente según Von Mises:
 'aeq  ( ' fa   'Na )2  3( 'ta )2  1, 25MPa
 Factor de seguridad a la fatiga: Según la fórmula (2.22), tenemos:
1
FS

 meq
540

 'aeq
270
FS  5, 2
 Factor de seguridad a la fluencia: Según la fórmula (2.23), tenemos:
FS 
F
 Seq
El esfuerzo equivalente superior según Von Mises será:
 Seq  ( fs   Ns )2  3( ts )2
Donde
 fs  0,5MPa (esfuerzo de flexión superior)
 Ns  5,7MPa (esfuerzo normal superior)
 ts  58, 2MPa (esfuerzo de torsión superior)
 Seq  100,9MPa
Y como  F  230MPa , el factor de seguridad a la fluencia será:
FS  2, 28
Sección M
Esta sección es crítica pues presenta valores máximos de momento torsor y fuerza
normal.
 Las fuerzas y momentos que actuan en dicha sección son:
Figura 2.10 Geometría de la sección M
 Esfuerzos : Análogamente a lo expresado en el análisis de las secciones L y A, el
comportamiento y componentes de los esfuerzos son los siguientes:
Esfuerzo de flexión: Alternante puro
,
Esfuerzo torsor: Constante
(
)
,
Esfuerzo normal : Constante
,
Esfuerzo cortante: Alternante puro
,
 Factores que afectan la resistencia a la fatiga:
i. Coeficiente de superficie: Con
y
, obtenemos
, para la flexión obtenemos
ii. Coeficiente de tamaño: Con
iii. Coeficiente de temperatura: Con
, obtenemos
iv. Coeficiente de carga: Considerando carga de flexión,
.
.
.
.
v. Coeficiente de confiabilidad estadística: Sabiendo que la confiabilidad requerida es
del 50%, obtenemos
.
vi. Factor de concentración de esfuerzos: en esta zona no hay cambios de sección
por lo tanto  f  1
 Esfuerzo equivalente medio o estático:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
El esfuerzo equivalente según Von Mises será:
 meq  ( fm   Nm )2  3( tm )2  58,5MPa
 Esfuerzo equivalente alternante:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
Entonces, la componente “aumentada” para el esfuerzo flector será:
 ´ fa 
f
Cs  Ct  CT  Cc arg a  Cc
  fa  6, 27 MPa
El esfuerzo alternante equivalente según Von Mises:
 'aeq  ( ' fa   'Na )2  3( 'ta )2  6, 27MPa
 Factor de seguridad a la fatiga: Según la fórmula (2.22), tenemos:
1
FS

 meq
540

 'aeq
270
FS  7,6
 Factor de seguridad a la fluencia: Según la fórmula (2.23), tenemos:
FS 
F
 Seq
El esfuerzo equivalente superior según Von Mises será:
 Seq  ( fs   Ns )2  3( ts )2
Donde
 fs  3,89MPa (esfuerzo de flexión superior)
 Ns  3,9MPa (esfuerzo normal superior)
 ts  33,7MPa (esfuerzo de torsión superior)
 Seq  58,9MPa
Y como  F  230MPa , el factor de seguridad a la fluencia será:
FS  3,9
Sección N
Esta sección es considerada crítica pues presenta el máximo memento flector. Las
fuerzas y momentos actuantes en esta zona son:
 Las fuerzas y momentos que actuan en dicha sección son:
 Esfuerzos : Análogamente a lo expresado en el análisis de las secciones L y A, el
comportamiento y componentes de los esfuerzos son los siguientes:
Esfuerzo de flexión: Alternante puro
,
Esfuerzo torsor: Constante
(
,
)
Esfuerzo normal : Constante
,
Esfuerzo cortante: Alternante puro
,
 Factores que afectan la resistencia a la fatiga:
i. Coeficiente de superficie: Con
y
ii. Coeficiente de tamaño: Con
, obtenemos
, para la flexión obtenemos
iii. Coeficiente de temperatura: Con
, obtenemos
iv. Coeficiente de carga: Considerando carga de flexión,
.
.
.
.
v. Coeficiente de confiabilidad estadística: Sabiendo que la confiabilidad requerida
es del 50%, obtenemos
.
vi. Factor de concentración de esfuerzos: en esta zona no hay cambios de sección
por lo tanto  f  1
 Esfuerzo equivalente medio o estático:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
El esfuerzo equivalente según Von Mises será:
 meq  ( fm   Nm )2  3( tm )2  16,68MPa
 Esfuerzo equivalente alternante:
Para flexión:
Para torsión:
Para esfuerzo normal:
Entonces, la componente “aumentada” para el esfuerzo flector será:
 ´ fa 
f
Cs  Ct  CT  Cc arg a  Cc
  fa
 ´ fa  31, 44MPa
Y el esfuerzo alternante equivalente según Von Mises:
 'aeq  ( ' fa   'Na )2  3( 'ta )2  31, 44MPa
 Factor de seguridad a la fatiga: Según la fórmula (2.22), tenemos:
1
FS

 meq
540

 'aeq
270
FS  6, 78
 Factor de seguridad a la fluencia: Según la fórmula (2.23), tenemos:
FS 
F
 Seq
El esfuerzo equivalente superior según Von Mises será:
 Seq  ( fs   Ns )2  3( ts )2
Donde
 fs  19,5MPa (esfuerzo de flexión superior)
 Ns  1, 4MPa (esfuerzo normal superior)
 ts  9,6MPa (esfuerzo de torsión superior)
 Seq  26,7MPa
Y como  F  230MPa , el factor de seguridad a la fluencia será:
FS  8,6
Sección B
Esta sección se encuentra al extremo derecho y es crítica pues presenta un
escalonamiento y esfuerzos. Las fuerzas y momentos que actuan en dicha sección son:
Figura 2.11 Geometría de la sección B
 Esfuerzos : Análogamente a lo expresado en el análisis de las secciones L y A, el
comportamiento y componentes de los esfuerzos son los siguientes:
Esfuerzo de flexión: Alternante puro
,
Esfuerzo cortante: Alternante puro
,
 Factores que afectan la resistencia a la fatiga:
i. Coeficiente de superficie: Con
y
, obtenemos
.
, para la flexión obtenemos
ii. Coeficiente de tamaño: Con
iii. Coeficiente de temperatura: Con
, obtenemos
iv. Coeficiente de carga: Considerando carga de flexión, torsión
.
.
.
v. Coeficiente de confiabilidad estadística: Sabiendo que la confiabilidad requerida
es del 50%, obtenemos
.
vi. Factor de concentración de esfuerzos:
Con
es:
⁄
y ⁄
.
el factor geométrico de concentración de esfuerzos
El factor de sensibilidad al entalle, usando la fórmula (2.27) será:
  0,39
Y el factor efectivo de concentración de esfuerzos según (2.28) es:
 Mf  1,58
 Factor de seguridad a la fluencia
El esfuerzo equivalente superior según Von Mises será:
 Seq  ( fs   Ns )2  3( cs )2
Donde
 fs  0, 08MPa (esfuerzo de flexión superior)
 cs  0,6MPa (esfuerzo de corte superior)
 Seq  1, 04MPa
Dado que el esfuerzo equivalente es muy pequeño no es necesario calcular el factor
de seguridad para afirmar que la sección B trabaja de forma segura.
Como se pudo observar en los cálculos, el árbol de transportador trabaja de forma
confiable bajo el efecto de cargas estáticas y dinámicas según el análisis realizado.
Verificación de la deformación transversal por flexión
Ahora se verificará que la deflexión máxima del árbol esté dentro de lo permisible por el
cilindro separador. Para esto, analizaremos el efecto que tienen sobre el árbol la fuerza
cortante distribuida y los momentos flectores. En la figura 2.12 podemos observar, con
cierta exageración, la curva elástica que generan estas fuerzas y momentos.
Figura 2.12 Curva elástica de deflexión del árbol del transportador
Calculamos la ecuación de la curva elástica para poder determinar el punto exacto de la
deflexión máxima y el valor de esta. Para esto utilizamos los diagramas de momento
flector mostrado en la figura 2.5.
Con las ecuaciones que describen la curva del momento flector, calculamos la ecuación
que describe la curva elástica y la pendiente de esta para toda la longitud del árbol. Pues,
tal como lo indica Hibbeler 2006 [19], se cumplen las relaciones siguientes:
EI
d2y
Mf
dx 2
(2.29)
EI   M f (d x )
(2.30)
EIy   M f (d x )
(2.31)
La deflexión máxima del eje se da en el tramo perteneciente a x  1,368;1,588 . Por tal
motivo se mostrará a continuación el análisis realizado para este tramo.
Según las ecuaciones (2.29), (2.30) y (2.31), para el tramo del árbol en mención tenemos:

Para x  1,368;1,588
M f    210, 45 x 2  215, 24 x  1076,58
210, 45 3 215, 24 2
x 
x  1076,58 x  C71
3
2
(2.33)
210, 45 4 215, 24 3 1076,58 2
x 
x 
x  C71 x  C72
12
6
2
(2.34)
EI  
EIy  
(2.32)
Donde C71 y C72 son constantes de integración.
Para poder resolver el sistema de ecuaciones y hallar el valor de las constantes Ci
necesitamos de una solución además de las condiciones de borde. Por tal motivo
hallamos el ángulo de deflexión del extremo izquierdo ( x  0 ) mediante el Teorema de
Castigliano [20]. En la figura 2.13 se puede observar la representación del ángulo de
deflexión mencionado.
Figura 2.13 Ángulo de deflexión f para x=0.
Como se puede observar en la figura 2.13, colocamos un momento flector de valor nulo
en x=0. Luego hallamos la ecuación del momento flector para cada tramo del árbol en
función de este momento nulo M 0 . Finalmente derivamos e integramos según lo
planteado por el Teorema de Castigliano en la siguiente ecuación
∫
(
)
(2.35)
Donde, para nuestro caso:
E:
I:
Módulo de elasticidad del acero AISI 304, 193 Gpa
7 4
Momento de inercia de la sección transversal del árbol, 6,36 10 m y
3,07 107 m4 según corresponda.
Después de plantear la ecuación (2.35) para toda la longitud del árbol, y tal como se
observa en el Anexo 3-2, se obtiene que el ángulo de deflexión del árbol en x  0 es:
  (0,001)rad
El signo negativo del ángulo de deflexión se debe a que es en sentido horario y obedece a
la convención de signos planteada en Hibbeler, R.C. [21].
Conocidos el ángulo de deflexión para x  0 y que la deflexión del árbol es nula en los
puntos de apoyo ( y  0 para x  0,13 y x  2,382 ), aplicamos continuidad y resolvemos
el sistema de ecuaciones de la curva elástica. Como se muestra en el Anexo 3-2,
obtenemos que las ecuaciones del ángulo de deflexión   y de la curva elástica  y  del
árbol para el tramo en análisis ( x  1,368;1,588 ) son:

y
1  210, 45 3 215, 24 2

x 
x  1076,58 x  1097,85 

EI 
3
2

1  210, 45 4 215, 24 3 1076,58 2

x 
x 
x  1097,85 x  518,32 

EI 
12
6
2

(2.36)
(2.37)
Ahora, ya estamos en condiciones de determinar la máxima deflexión del árbol pues para
ese punto el ángulo de deflexión es nulo. Si igualamos la ecuación (2.36) a cero,
obtenemos que la máxima deflexión del árbol ocurre en el siguiente punto:
x  1,38
Finalmente, reemplazamos este valor en la ecuación (2.37) para determinar la deflexión
máxima. De esto tenemos que la deflexión máxima tiene el siguiente valor:
y   1,1 mm
El tornillo transportador trabaja dentro de un cilindro separador. Por esto, y dado que este
no es un árbol de transmisión común, la deflexión máxima permisible estará determinada
por la separación que existe entre el transportador y el cilindro separador. En la figura
2.14 se puede observar el ensamble mencionado.
Figura 2.14 Ensamble transportador de tornillo – cilindro separador
En la figura 2.14 observamos que la separación o “luz” que existe entre el transportador
de tornillo y el cilindro separador es de 12mm. Como el árbol del transportador se deflecta
1,1mm como máximo, la deflexión del árbol está dentro de los valores permisibles.

Verificación por deformación torsional
Ahora, se verificará que la deformación torsional del árbol producida por el momento
torsor (
), que es transmitido desde el motor, esté dentro de los límites permisibles. La
deformación torsional queda determinada por la siguiente expresión:
l

0
T ( x)
dx
J ( x)  G
(2.38)
Donde,
∅:
Deformación torsional en radianes
:
Momento torsor
G:
Módulo de elasticidad angular, 75 GPa
J:
Momento polar de inercia del árbol
En la figura 2.5 se muestra el diagrama de momento torsor. Con este diagrama podremos
evaluar la variación del momento torsor a lo largo del árbol del transportador.
Como se puede observar en la figura 2.5, el momento torsor en función de la longitud del
árbol es:

x [0;0, 488] , M t  1428, 6Nm

x [0, 488;2,028] , M t    927, 66 x  1881, 29

x [2,028;2, 452] , M t  0 Nm
El momento polar de inercia en función de la longitud del árbol es:

 0, 025

x [0;0,13] , J 

x [0,13; 2,372] , J 
2

2
4
 6,13 10 (7) m4
 0, 03
4
 1, 27  10 (6) m4
Teniendo en cuenta la variación del momento torsor y del momento polar de inercia,
reemplazamos valores en la ecuación (2.38) y obtenemos que la deformación torsional es
la siguiente:

1
[
75 109
0,13

0
1428, 6
1428, 6
(927, 66) x  1881, 29
dx  
dx 
dx
7

6

6,13 10
1, 27 10
1, 27 106
0,13
0,488
0,488
  0,021rad
2,028
 L
La deformación torsional máxima permisible es 
adm
 0,5  m [22] y la deformación
torsional para el caso en análisis expresada en unidades similares es:

L
 0, 021rad 
180


1
2, 452m

 0.49 
m
L
Entonces podemos concluir que el árbol del transportador trabajará dentro del rango
permisible de deformación torsional.
Selección de rodamientos
Para la selección de rodamientos se utilizó como referencia el Catálogo General SKF [23],
donde se indica que para velocidades de giro menores a 10 RPM se debe de seleccionar
el rodamiento en función a la capacidad de carga estática. Como este es nuestro caso,
aplicaremos esta metodología.
Para el extremo izquierdo del árbol del transportador se seleccionó un rodamiento rígido
de bolas de contacto angular para compensar la carga axial a la que está sometido el
árbol.
Como trabajaremos con un rodamiento rígido de bolas, la ecuación de la carga estática
equivalente es planteada como sigue:
P0  0,35  FrA  0,57  FaA
(2.39)
Donde,
FaA
:
Reacción axial en el extremo izquierdo, FaA  11185, 04 N
FrA
:
Reacción radial en el extremo izquierdo, FrA  215, 24 N
Reemplazando valores en la ecuación (2.39), tenemos que la carga estática requerida es
la siguiente:
P0  6, 4KN
Ahora, si consideramos el tipo de funcionamiento como normal, el factor de seguridad S 0
será igual a 1. De esto tenemos que la capacidad de carga estática ( C0 ) es:
C0  S0  P0
(2.40)
C0  6, 4KN
Por otro lado, es importante tener en cuenta el ángulo de deflexión del árbol en este punto
de apoyo. Considerando que el rodamiento está ubicado a 0,13m del extremo izquierdo,
utilizamos la ecuación del ángulo de deflexión del árbol, hallada en el Anexo 3.2, como
sigue:
 
1  210, 45 3

x  59, 25 

EI ´  3

(2.41)
Si recordamos que para este caso:
E :
Módulo de elasticidad, 193Gpa
I :
 (7)
Momento de inercia, 3,07 10
∅
Según el Catálogo General SKF [24], los rodamientos rígidos de bolas tienen como
máximo desalineamiento admisible 0,003rad. Entonces, el desalineamiento de árbol del
transportador para este punto está dentro del rango permisible.
Considerando la capacidad de carga estática requerida, la desalineación del árbol y las
exigencias que debe de cumplir el rodamiento del extremo izquierdo, se seleccionó el
rodamiento de contacto angular SKF 7210 BECBJ.
Para el extremo derecho se seleccionó un rodamiento tipo CARB con la finalidad de
compensar la dilatación y contracción del árbol debido a la variación de temperatura.
El análisis de este rodamiento se realizó de forma similar. Es así que tenemos que las
reacciones en este apoyo son las siguientes:
FaB  0 N
FrB  1394,88N
Dado que este rodamiento solo soporta cargas radiales, la carga estática será:
P0  1,39KN
Si consideramos que el factor de seguridad estático S 0 es igual a 1 debido a las
condiciones normales de trabajo, la capacidad de carga estática será:
C0  1,39KN
Es necesario también analizar el ángulo de deflexión del árbol en el punto de apoyo entre
el árbol y el rodamiento. Para esto, teniendo en cuenta que este rodamiento estará
ubicado a 2,382m del extremo izquierdo, reemplazamos valores en la ecuación del ángulo
de deflexión del árbol, hallada en el Anexo 3.2, como sigue:

1  210, 45 3 215, 24 2

x 
x  1705, 24 x  2234,36 

EI ´ 
3
2

(2.42)
∅
Según el Catálogo General SKF [25], los rodamientos tipo CARB tienen como máximo
desalineamiento admisible 0,5° o 0,0087rad. Entonces el desalineamiento de árbol del
transportador para este punto está dentro del rango permisible.
Finalmente, calculamos la dilatación longitudinal del árbol como sigue:
L  L0    T
Donde,
L0 :
Longitud inicial, 2,45m

5
1
Coeficiente de dilatación térmica, 1,73 10 C
:
T : Variación de temperatura, de 20°C a 100°C
(2.43)
Si reemplazamos valores en (2.43), tenemos:
L  3, 4 103 m  3, 4mm
Considerando la capacidad de carga estática requerida, la desalineación del árbol y las
exigencias que debe de cumplir el rodamiento del extremo derecho, se seleccionó el
rodamiento tipo CARB SKF C4910 V.
Para finalizar con la selección de rodamientos, como se muestra en el Anexo 3-3, se
calculó la vida útil de estos considerando la carga dinámica equivalente y una velocidad
de rotación igual a 6,5 rpm, que como se verá más adelante es la máxima velocidad a la
que opera el transportador de tornillo. Como resultado se obtuvo que para ambos casos
los rodamientos tienen una vida mayor a medio millón de horas con un 90% de fiabilidad.
Cálculo de la unión soldada entre la hélice y el árbol del transportador
Para la verificación de la unión soldada entre la hélice y el transportador de tornillo
tomamos como dato de partida que el espesor de garganta seleccionado es 3mm [26] y
que el material de aporte seleccionado es AWS A5.4 E308L-16 [27].
La hélice del tornillo transportador está compuesta por segmentos de hélice que pueden
ser considerados en número de 8. Por motivos de cálculo se dividirán las fuerzas y
momentos externos actuantes sobre la hélice entre este número y hallaremos las
componentes normal y tangencial (ver figura 2.15 como referencia).
Figura 2.15 Fuerzas actuantes sobre caras del hélice del transportador
Además, se idealizarán los segmentos de la hélice como discos del mismo diámetro; y se
evaluará el efecto que tienen las fuerzas, ya calculadas, sobre la unión soldada entre los
discos y el árbol del transportador. En la figura 2.16 se muestra la idealización
mencionada líneas arriba.
Figura 2.16 Idealización de la hélice del tornillo transportador
Si definimos
como la fuerza que actúa sobre cada una de las caras de la hélice y
como el momento torsor en cada uno de los segmentos de hélice, tenemos que
las fuerzas y momentos externos que actúan sobre cada uno de los discos son:
De la figura 2.15 se tiene que las componentes normal y tangencial de la fuerza
son
los siguientes:
FNdisco  Fdisco cos    1398,13cos 15.6  1346,63N
Ftdisco  Fdisco sen    1398,13sen 15.6  375,98N
Como producto de la idealización mencionada, y como se muestra en la figura 2.17, se
verificará la unión soldada entre un disco de diámetro igual al diámetro del transportador
(DT=0,51m) y el árbol del transportador de diámetro D = 0,06m.
Figura 2.17 Unión soldada entre disco idealizado y árbol del transportador
Si trasladamos las fuerzas externas actuantes sobre el disco al centroide de la unión
soldada tenemos el diagrama de cuerpo libre mostrado en la figura 2.18. Donde
encontramos las siguientes fuerzas y momentos:
:
Componente normal de
, 1346,63 N
:
Componente tangencial de
:
Momento torsor sobre cada uno de los discos, 178,58 Nm
:
Momento flector en cada uno de los disco,
, 375,98 N
Figura 2.18 DCL de la unión soldada
Considerando que el punto más crítico es el punto 1 en el cateto mostrado en la figura
2.18, que el espesor de garganta es
y que se soldará solo medio perímetro de la
junta hélice-árbol, se tiene lo siguiente:
Para el cordón de soldadura:
(
)
(
)
(
)
Por tanto, definimos como:
:
:
Esfuerzo longitudinal al cordón
:
Esfuerzo paralelo al cateto
Esfuerzo normal al cateto
Entonces, los esfuerzos en el punto más crítico, y la forma en la que estos actúan, son los
siguientes:
t
aMt

n

t

FN
nFt
n
Mf

178, 58   0, 03.
2, 95  10
1346, 63
4


4


2, 97  10
375, 98
2, 97  10
7

1
106
1
106
202   0, 038 
1, 48  10
7


1

Constante
 4, 53MPa

Constante
 1, 26MPa

Alternante
1

Alternante

106
106
 19, 98MPa
 51,86MPa
Los componentes medios y alternantes serán:
El esfuerzo equivalente medio es determinado como sigue:
 eqm  nm2  1,8 tn2m  ta2m 
(2.44)
 eqm  4,532 1,8 19,98  27,19MPa
2
Para el análisis de los esfuerzos alternantes, incluimos el factor de concentración de
esfuerzos V1 y el factor de la calidad de la unión V2. Ambos factores, tomados de
Niemann (1979), son los siguientes:
Factor de concentración de esfuerzos V1:
Para flexión:
V1f = 0,7
Para corte:
V1L = 0,35
Ahora, corregimos las cargas alternantes incluyendo efecto de factor V1:
⁄
⁄
Calculamos el esfuerzo equivalente alternante utilizando la siguiente expresión:
 eqa  na 2  1,8 tn2a  ta2a 
(2.45)
 eqa  74,092  1,8  3,6   74, 25MPa
2
Para verificar el factor de seguridad utilizamos la siguiente expresión:
FS 
1
 eq´a  eqm

V2 fAL  
(2.46)
Donde,
:
Esfuerzo máximo a la tracción, para material de aporte AWS A5.4 E308L-16,
=550MPa
:
Resistencia a la fluencia alternante, para AWS A5.4 E308L-16,
:
Factor de calidad de la unión, V2 = 0,8 según DIN 1912
Si reemplazamos valores en expresión (2.46), tenemos que el factor de seguridad es el
siguiente:
Este factor de seguridad nos indica que las juntas soldadas entre el árbol del tornillo
transportador y las hélices del mismo trabajan de forma segura.
Cálculo de canal chavetero para el árbol del transportador
Se contempló el uso de chavetas al extremo izquierdo del árbol para transmitir la potencia
desde el motor hasta el árbol del transportador. Teniendo en cuenta que el diámetro del
árbol en la zona donde se harán los canales chaveteros es 50mm, seleccionamos la
chaveta según DIN 6885 de la tabla del anexo 3-4. De esto, la sección rectangular de la
chaveta seleccionada tendrá las siguientes medidas:
:
Ancho de la chaveta, 14mm
:
Alto de la chaveta, 9mm
Considerando ajuste fijo P9 para el canal chavetero del árbol y el cubo, las dimensiones
de estos canales quedan definidas como sigue a continuación:
-
Para el árbol:
:
:
-
Ancho del canal chavetero del árbol, 13,939 mm
Profundidad de canal chavetero del árbol, 5,5 mm
Para el cubo:
:
:
Ancho del canal chavetero del cubo, 13,939 mm
Profundidad de canal chavetero del cubo, 3,3 mm
Se necesitan dos (2) chavetas para la transmisión de potencia desde el motor hasta el
árbol del transportador. Por esto, la mínima longitud efectiva de las chavetas, en función a
su verificación por aplastamiento, queda definida por la siguiente fórmula:
Lef 
2Mt
1

d  t  padm # chavetas
(2.47)
Donde,
:
:
:
:
Longitud efectiva de la chaveta
Momento torsor a transmitir, 1428,6 Nm
Diámetro menor del árbol, 50 mm
Sección de la chaveta que resiste fuerza producto de ,
: Presión admisible del material. Para St 50 y con F.S.=1,5,
Reemplazando valores en ecuación (2.47), tenemos que la longitud efectiva es la
siguiente:
Lef  0,04m
Ahora, se procede a calcular la longitud
de la chaveta como sigue a continuación:
L  Lef  b , L  0,04  0,014
L  0,054m
Entonces, seleccionamos como longitud normalizada de las chavetas 56mm y nos
aseguramos de que estas no fallen por corte verificando la longitud efectiva como sigue a
continuación:
Lef 
2Mt
1

b  d  adm  # chavetas 
(2.48)
Donde,
: Esfuerzo cortante admisible, para St50 y considerando F.S=1,5,
Si reemplazamos valores en ecuación (2.48), tenemos por resultado lo siguiente:
Lef  36mm
Como la longitud normalizada escogida para las chavetas es 56mm, se puede concluir
que estas no fallarán por corte.
Se tiene entonces que las chavetas seleccionadas son: 2 chavetas DIN 6885 de sección
rectangular de 14mm x 9mm x 56mm.
2.1.1.2. Dimensionamiento del cilindro separador
Como se concibió el diseño del equipo escaldador en la sección 1.4.2 “Equipo escaldador”
el agua de escaldado es calentada con un serpentín por el que circula vapor de agua. Con
respecto a esto, y como se puede ver en la figura 2.19, el cilindro separador cuenta con
perforaciones en el semi-cilindro inferior. Estas cumplen las siguientes funciones:
- Permitir que los productos estén en contacto con el agua caliente para lograr el
escaldado de estos.
- Mantener separados los productos y el serpentín de calentamiento del agua, ya que si
estos llegan a estar en contacto, el producto se deteriorará debido a sobre cocciones.
Cada una de las secciones del cilindro separador (figura 2.19) está compuesta por una
plancha rolada de acero inoxidable AISI 304. Estas planchas van soldadas a perfiles tipo
L mediante cordones de soldadura de espesor de garganta amín=3mm.
Los apoyos de este cilindro están sometidos únicamente a esfuerzos debido al peso del
mismo ya que la superficie del semi-cilindro inferior cuenta con perforaciones casi en su
totalidad; por lo que no soporta el peso del agua filtrada. Por tal motivo es suficiente tener
en cuenta las recomendaciones del espesor de garganta amín=3mm de los cordones de
soldadura (Eurocódigo 1994) para asegurar que el cilindro trabaja de forma confiable
Figura 2.19 Secciones de cilindro perforado
2.1.2. Sistema de transmisión de potencia
El sistema de transmisión de potencia debe de tener, además de la capacidad de
proporcionar baja velocidad rotacional y alto torque, la posibilidad de graduar las
revoluciones del transportador en un rango continuo de valores.
La solución práctica por la que se optó fue la de emplear, como se muestra en la figura
2.20, un variador de velocidad (3), para poder configurar diferentes valores de rotación del
transportador (que gira en sentido anti-horario); un motorreductor (1); y una transmisión
por cadena (2).
Figura 2.20 Esquema del sistema de transmisión
El sistema descrito en la figura 2.20 funciona de la siguiente manera:
- Durante la etapa de calentamiento del agua de escaldado, el motor arranca a frecuencia
nominal. En el reductor se reduce la velocidad e incrementa el torque según su relación
de transmisión. La relación de transmisión del sistema de cadenas es icadena  1 , para
conseguir un mayor número de revoluciones del transportador y así proveer la agitación
necesaria al agua de escaldado durante su calentamiento.
- Para el escaldado de productos, se cambia la rueda conducida del sistema de
transmisión por cadenas para que la relación sea icadena  4 . El motor arranca en
frecuencia nominal y una vez que está en funcionamiento se accionan el variador de
velocidad que, sumado al reductor, reducirá la velocidad del transportador de tornillo en
un rango continuo de valores para poder cumplir con las condiciones de escaldado de
los distintos tamaños de alcachofas.
En el momento de arranque de ambas etapas, el motor deberá de mover, además de todo
el sistema de transmisión y el tornillo transportador, una masa de 421Kg de líquido de
escaldado. El motor a seleccionar será de 4 polos debido a su mayor disponibilidad en el
mercado.
2.1.2.1.
Selección del Motorreductor
Como el sistema de transmisión contempla el uso de cadenas y un motorreductor, la
potencia para la selección del motor del motorreductor es calculada como sigue:
Pmotor 
PT
 Cs
cadena reductor
(2.49)
Donde,
PT
cadena
:
Potencia del transportador, 0,07KW
:
Eficiencia de la transmisión por cadena, cadena  0,85
reductor
:
Cs
:
Eficiencia del reductor, reductor  0,8
Factor de servicio, Cs  1,5
Reemplazando valores en (2.49), tenemos:
Pmotor  0,15KW
Esta potencia es la necesaria para cumplir con las condiciones de operación del equipo.
Sin embargo, este valor solo nos servirá como punto de partida para la selección del
motorreductor pues es necesario considerar el arranque del mismo ya que en esta etapa
se tiene que vencer toda la inercia del sistema de transmisión y transporte.
Teniendo en cuenta lo expuesto, tenemos que el motorreductor seleccionado del catálogo
comercial SEW [28] es del modelo R77 R37 DRE80M4 cuyos datos técnicos son los
siguientes:
- Motor trifásico, DRE80M4, de 4 polos y 60 Hz con los siguientes datos nominales:
- Reducción de 2 etapas de engranajes cilíndricos, R77 R37, que tienen una capacidad
de torque máximo igual a 980Nm y una relación de transmisión
. Para mayor
detalle, consultar fiche técnica adjunta en el Anexo 3-5.
Torque acelerante para el arranque
Calculamos el torque de aceleración Ta  según las siguientes fórmulas:
Ta  TM  TC
(2.50)
Donde, el torque medio del motor TM  y el torque de carga TC  referido al motor son
determinados, según Gugliandolo (1989), como sigue:
TM  0,852  (Tmin  Tmax ) / 2
TC 
1,5  M t
ireducción
(2.51)
(2.52)
Teniendo en cuenta que el momento torsor requerido para el accionamiento y transporte
de los productos es M t  1428,6 Nm , reemplazamos valores en las ecuaciones (2.51) y
(2.52) y obtenemos:
TM  8,85Nm
TC  8, 24 Nm
Como el torque medio del motor es mayor al torque de la carga existe torque acelerante
positivo y el motor si podrá arrancar. Entonces, el siguiente paso en la selección del
motorreductor será verificar que el tiempo de arranque del motor está en el tiempo
admisible para evitar recalentamientos.
Tiempo de arranque
Para la verificación del tiempo de arranque se tomarán en cuenta las características del
arranque en la etapa de escaldado pues esta presenta mayor solicitud de potencia y
torque.
Debido a la elevada carga de inercia que se presenta en este caso, se verificará que el
tiempo de arranque del motor sea menor al tiempo recomendado [29] para la potencia
considerada.
En el arranque, se tendrá una aceleración producida por el par de aceleración disponible
del motor (par motor menos par de la carga), del cual depende el tiempo de arranque.
Así, tenemos que el tiempo de arranque puede ser calculado, según Gugliandolo [30],
como sigue:
ta 
J total  N M
( s)
9,55(TM  TC )
(2.53)
Donde,
J total
:
2
Inercia total ( Kg.m )
NM
TM
:
Velocidad de operación del motor (rpm)
:
Torque medio del motor ( N .m)
TC
:
Torque medio de la carga durante el arranque ( N .m)
La inercia total movida ( J T ) incluye además de las masas de la carga, la inercia del
tornillo transportador, de las ruedas dentadas, del reductor y del motor. Como se puede
ver en la figura 2.21, el transportador de tornillo moverá, en el momento del arranque,
421Kg de agua de escaldado.
Figura 2.21 Esquema para cálculo de inercias
Teniendo como referencia la figura 2.21 y sin considerar los engranajes de la caja
reductora pues sus inercias no son determinantes al ser de radios pequeños, la inercia
total del sistema de transmisión, referida al eje del motor, queda definida como sigue:
2
JTotal
2
2
N 
N 
N 
 v 
 J M  J Z1  Z1   J Z 2  Z 2   JT  T   m  T 
 NM 
 NM 
 NM 
 M 
2
(2.54)
Hallamos los datos de inercia con ayuda del programa Autodesk Inventor Profesional
2011 y las velocidades de la condición de operación para el arranque de la etapa de
escaldado y reemplazamos datos en (2.54) como sigue:
JTotal :
2
Inercia de la masa total ( Kg.m )
JM
:
4
2
Inercia del motor (21,5 10 Kg.m )
J Z1
:
2
Inercia del piñón motriz (0,006Kg.m )
JZ 2
:
2
Inercia de la rueda conducida (1,7 Kg.m )
JT
:
2
Inercia del transportador de tornillo (1,53Kg.m )
N Z1
:
Velocidad del piñón motriz, salida del motorreductor,
NZ 2
:
Velocidad de la rueda conducida, considerando icadena  4 , (1,7 RPM )
(6,7 RPM )
(1,7 RPM )
NT
:
Velocidad del transportador de tornillo, igual a rueda conducida,
vT
:
Velocidad lineal del agua de escaldado, según (2.3), (0,007m / s)
NM
:
Velocidad del motor (1740RPM )
M
:
Velocidad del motor 182, 21rad s 
Si reemplazamos estos valores en la ecuación (2.54) tenemos que la inercia total es:
IT  0,00218Kg.m2
El torque medio del motor (TM ) puede aproximarse, según la referencia [31], como sigue:
TM  0,852  (Tmin  Tmax ) / 2
(2.55)
Donde el Tmin y Tmax vienen dados en el catálogo del fabricante y para este caso son 2,1 y
2,8 veces el TNOMINAL respectivamente. Como este torque nominal es
, tenemos
que el torque medio del motor es el siguiente:
TM  8,85Nm
El torque medio de carga (TC ) es recomendado por el tipo de máquina como el 150% del
torque a plena carga referido al motor [32]. Entonces:
TC 
1,5  M t 1,5 1428, 6

 8, 24 Nm
ireductor
260
Finalmente, de la ecuación (2.53), tenemos que el tiempo de arranque del motor es:
ta  0,7 s
Este último valor es menor que el máximo tiempo recomendado por Gugliandolo [30] para
la puesta en marcha del motor ( tmáx  6s ), y por tanto queda verificado el tiempo de
arranque de este.
2.1.2.2.
Cálculo de cadenas
El cálculo de cadenas fue realizado según el manual denominado “Guía del diseñador
RENOLD” [33], las consideraciones tomadas para su desarrollo se muestran a
continuación.
Según las recomendaciones del manual mencionado se asignó al piñón motriz del
sistema el mínimo número de dientes, esto es Z1  19 . Por otro lado, como ya
mencionamos se cuidó que las ruedas de esta transmisión no sean de gran tamaño, por
esto se asignó que la relación de transmisión del sistema de cadenas sea icadena  4 .
Con esto tenemos que el número de dientes de la rueda conducida, montada en el árbol
del transportador, es Z 2  76 .
Para la selección del tipo de cadena, se tomó en cuenta la potencia a transmitir calculada
en la selección del motorreductor. Esto es:
Ptransmitir  0,15KW
Esta potencia tiene que ser corregida con los factores de aplicación
 f1 
y de diente
 f2 
presentes en las tablas del Anexo 3-6. Una vez conocidos estos factores de corrección,
calculamos la potencia a seleccionar como sigue:

Factor de aplicación,

Factor de diente, f 2  1
Pseleccionar  Ptransmitir  f1  f 2
(2.56)
Pseleccionar  0,15KW
Con esta potencia
 Pseleccionar  0,15KW  , procedemos a seleccionar el tipo de cadena
de la tabla de selección ISO del Anexo 3.6.
Debido a que las revoluciones del piñón motriz van a menos de 10 RPM, seguimos la
recomendación de multiplicar la potencia por 10 / n [33], donde n es la velocidad del piñón
motriz, e ingresar al grafico de selección con 10 RPM como velocidad de rotación del
piñón motriz. De esto tenemos que la cadena seleccionada es el tipo simple con 1” o 25,4
mm de paso y que la lubricación de la misma será de modo manual.
El siguiente paso es calcular el largo de la cadena, para esto aplicamos la siguiente
fórmula:
 Z 2  Z1 
P
Z1  Z 2 2C  2 
L


2
P
C
2
(2.57)
Donde,
:
:
:
:
Largo de la cadena en eslabones
Número de dientes del piñón motriz,
Numero de dientes del piñón conducido,
Distancia prevista entre centros, 36 pasos, C  36  25, 4  914, 4mm
: Paso de la cadena,
Si reemplazamos valores en la ecuación (2.57), tenemos el siguiente resultado:
 Tomamos
Con el dato del largo de la cadena, podemos calcular la distancia exacta
entre centros
con la siguiente expresión:
C'
P
 2 L  Z 2  Z1 
8 
 2L  Z 2  Z1 
2

 
2

 Z 2  Z1   
 3,88
 
(2.58)
Reemplazando valores en la formula (2.58) tenemos:
C 'escaldado  917, 2mm
Ahora, considerando que utilizaremos un tensor para el ajuste de la cadena, agregaremos
2 pasos a la longitud de esta según las recomendaciones del catálogo RENOLD [34]. De
esto tenemos que la longitud total de la cadena, en pasos, es la siguiente:
Para continuar con el cálculo de cadenas, se determinó la longitud de la cadena a usar
durante la etapa de calentamiento del agua de escaldado. Teniendo en cuenta que en
este caso ambas ruedas serán de igual número de dientes Z  19 y que se instalará un
tensor de cadenas, utilizamos las ecuaciones (2.57) y (2.58) para calcular la longitud de la
cadena y la distancia entre centros respectivamente. Se obtuvo lo siguiente:
Lcalentamiento  94eslabones
C 'calentamiento  927,1mm
Finalmente, la fuerza originada en el sistema de transmisión por cadenas puede ser
calculada, según el catálogo RENOLD [35], como sigue:
Fcadena 
1000  Ptransmitir
(N )
v
v
n1  Z1  P m
( )
s
60000
(2.59)
(2.60)
Donde,
n1
:
Mínimas revoluciones del piñón motriz, 0,47 RPM
Z1
:
Número de dientes del piñón motriz, Z1  19
P
:
Paso de la cadena, P  25, 4mm
Si reemplazamos valores en (2.59) y (2.60), tenemos:
Fcadena  6666,6 N
Como ya se mencionó, se utilizará un tensor de cadena por el lado flojo de la transmisión
(tener en cuenta que el tornillo transportador gira en sentido anti horario) y estará ubicado
en la parte exterior de esta. El tensor disminuirá la vibración de la transmisión y alargará
la vida útil de los elementos de este sistema. El tensor seleccionado en función del tipo de
cadena del catálogo ROSTA [36] es el siguiente:

Tensor automático ROSTA SE-38

Juego de piñón de Z=13, ROSTA N1”-20S
2.1.2.3.
Selección del variador de velocidad
Durante la operación de escaldado de productos, después del arranque del motorreductor
del equipo, se accionará un variador de velocidad para poder disponer de un rango de
velocidades continuo. De esta manera, se podrá cumplir con las velocidades requeridas
para el escaldado de alcachofas de diferentes tamaños.
El variador de velocidad seleccionado es del tipo vectorial. Con este tipo de control
conseguimos variar la velocidad con la posibilidad de mantener el torque del motor. La
información de este tipo de control es adjuntada en el Anexo 3-7.
Los datos técnicos del variador de velocidad seleccionado, son los siguientes:
-
Marca
:
Delta electronics
-
Modelo
:
VFD007C43A
-
Potencia motor
:
1 HP
-
Serie
:
C2000
-
Alimentación
:
460V/3fases
2.1.3. Recipiente de agua de escaldado
El recipiente de agua cumple la función de contener el agua de escaldado y de alojar al
serpentín encargado del calentamiento de esta. Este recipiente, como se ve en la figura
2.22, está conformado por un contenedor de agua y por una tapa superior que cubre el
equipo escaldador y aísla el cilindro separador y el tornillo transportador del ambiente
exterior.
TAPA SUPERIOR
CONTENEDOR
Figura 2.22 Disposición del recipiente de agua
El contenedor de agua y la tapa superior están hechas por doblado y soldado de planchas
de acero inoxidable AISI 304 de 4 y 2mm de espesor respectivamente. Para la selección
del espesor de plancha del contenedor, se tuvo en consideración que en este irán
soldados soportes para el alojamiento del serpentín además de niples para la instalación
de válvulas y un visor de nivel.
Para asegurarnos de la confiabilidad del contenedor de agua, se realizó un análisis de
esfuerzos empleando el programa Autodesk Inventor Professional 2010 el cual se detalla
a continuación.
Las fuerzas que actúan sobre la base y paredes laterales del contenedor son las
siguientes:
-
Sobre la base del recipiente el peso del agua contenida ejerce la siguiente fuerza
distribuida.
pbase 
pbase 
Pesoagua  9,81 m
s2
(2.61)
Áreabase
421kg  9,81 m
1,17m2
s 2  3,5 KN
m2
-
En las paredes laterales del contenedor actúa una fuerza distribuida determinada
por la altura  h  del agua almacenada. Esta fuerza es determinada como sigue:
Figura 2.23 Fuerza en paredes del contenedor
    9,81 m
  1000 Kg
m3
 9,81 m
s2
s2
h
 0,3m  2943 N
(2.62)
m2
2
Si tenemos en cuenta que las áreas de las superficies laterales son 0, 21m y
0,3m2 , las fuerzas en estas paredes serán:
P1    0, 21m2  618N
P2    0,3m2  883N
Conocidas las fuerzas sobre las paredes, el diagrama de cuerpo libre del contenedor,
teniendo en cuenta las reacciones y restricciones ejercidas por la estructura, quedará
definido como se muestra en la figura 2.24.
Figura 2.24 DCL contenedor de agua
Los resultados obtenidos del análisis en mención, teniendo en cuenta que tanto las
planchas como los cordones de soldadura son de material inoxidable, son resumidos en el
la siguiente tabla.
Tabla 2.1 Resultados de análisis de esfuerzos del contenedor de agua
Nombre
Mínimo
Masa
Máximo
115.692 kg
Esfuerzo de Von Mises
0 MPa
140.176 MPa
Desplazamiento
0 mm
1.53085 mm
Factor de seguridad
4.3 ul
15 ul
El factor de seguridad con el que trabaja el contenedor es alto debido a que utilizamos
cordones de soldadura continuos para hermetizar el contenedor y planchas gruesas para
poder soldar a estas los soportes del serpentín.
Por otro lado, con el objeto de hermetizar las juntas entre el recipiente y las tapas de este
se colocarán cintas de caucho butílico, de esta manera se evitarán posibles fugas
causadas por salpicaduras de agua.
Finalmente, se instalará un visor de nivel para supervisar el nivel del agua en el
contenedor. Este visor será de tipo acorazado y de marca FRANKO, sus características
técnicas se detallan a continuación:
Temperatura máxima
:
150°C
Max. Altura de medición
:
35 cm
Diámetro de conexión
:
1/2" NPT
2.1.4. Dimensionamiento de las bandejas de carga y descarga
La carga y descarga de los productos se realizará a través de bandejas, el
dimensionamiento de estas debe de garantizar el flujo constante de material para evitar
estancamientos con los consecuentes problemas que esto ocasionaría a los productos.
Bandeja de carga
La velocidad de ingreso de los productos será igual en magnitud a la velocidad de
transporte del transportador de tornillo. Por esto, la bandeja de carga se dimensionó
buscando igualar el flujo volumétrico de alcachofas en el ingreso, por la tolva, y en el
transporte, por el tornillo transportador.
La capacidad másica de transporte de alcachofas es
y teniendo en
cuenta que, como se muestra en el Anexo 2, la densidad de la alcachofa es
hallamos el flujo volumétrico ̇ , en
̇
, como sigue a continuación:
̇
̇
(2.61)
Una vez conocido el flujo volumétrico de alcachofas y dado que la velocidad de ingreso es
igual en magnitud a la velocidad de transporte
hallar el área mínima de la sección de la bandeja (
̇
(de ec. 2.3), podemos
) como sigue a continuación:
(2.62)
Como se puede ver en la figura 2.25, el área transversal de la bandeja de carga cumple
con los requerimientos mencionados.
Bandeja de descarga
Se evaluó el caso en el que se tiene el mínimo valor de revoluciones, en este la velocidad
de giro es igual a
y la descarga de productos se realizará cada 2 minutos.
Para el dimensionamiento de esta bandeja se buscó que sus dimensiones garanticen que
en cada descarga de productos, una por cada revolución del tornillo transportador, se
evacue el mismo número de productos que ingresa al equipo durante el tiempo en el que
el mecanismo de descarga no viene cumpliendo con su función (
).
Como se puede observar en la figura 2.25, las medidas asignadas a la bandeja de
descarga son de 300  256  79mm . Con estas dimensiones se permite el flujo de 18
alcachofas, número promedio de ingreso de estas en 2min, en cada descarga del equipo
escaldador.
Figura 2.25 Esquemas de bandejas de carga y descarga
2.1.5. Cálculo de la estructura
Para el dimensionamiento de la estructura se partió de las dimensiones del sistema de
transporte, sistema de transmisión de potencia, del recipiente de agua y de los
requerimientos para la sujeción de los elementos como chumaceras, cilindro perforado y
motorreductor.
El diseño de esta contempla la utilización de perfiles ANSI L 2” x 2” x 3/16”, ANSI C 3” x 6
y tubos cuadrados de 2 1/2"x2 1/2"x3/16" ambos de acero estructural ASTM A36. El
análisis de la resistencia de la estructura se realizó empleando elementos finitos, para
esto se utilizó el programa Autodesk Inventor Profesional 2011, que es un software de
diseño y simulación en 3D. Las cargas que soporta la estructura se originan por el peso
de los elementos, las fuerzas en el sistema de transmisión por cadenas y las reacciones
en el tornillo transportador. Estas cargas fueron clasificadas por sistemas y se muestran a
continuación:
Sistema de transporte
-
Peso del transportador de tornillo: Este peso estará soportado en 2 puntos, por lo
que tenemos la siguiente fuerza F1
F1 
-
2
Peso del cilindro separador: Es soportado en 6 puntos, la fuerza F2 será:
F2 
-
Pesotransp
Pesocilindro
6
Fuerza axial en el tornillo transportador:
F3  Faxial  11185N
Sistema de transmisión de potencia
-
Peso del motorreductor: Soportado en 2 puntos, la fuerza F4 será la siguiente
F4 
Pesomotorreductor
2
-
Fuerza en transmisión por cadenas: Transmitidas a los apoyos del motorreductor, la
fuerza F5 será la siguiente
Fcadena  6'666,6 N
F5 
Fcadena
2
Recipiente o cuba de agua
-
Agua: El peso del agua será soportado por los 3 apoyos en los que se aloja el
contenedor. Entonces definimos la fuerza F6 como sigue
F6 
-
Pagua
3
Cuba: Resistida en su totalidad, contenedor y tapa, en 7 puntos.
F7 
Pagua
7
Las patas de la estructura estarán ancladas al piso por lo que se tiene restricción de
empotramiento (tres fuerzas y tres momentos de reacción) en cada una de las seis bases.
La disposición de las cargas sobre la estructura y los esfuerzos de Von Mises calculados
mediante el análisis de elementos finitos se muestran en la figura 2.26. El reporte
completo del análisis de la estructura es adjuntado en el Anexo 3-
Figura 2.26 Disposición de fuerzas y cálculo de esfuerzos de Von Mises
Como se puede observar, el análisis por elementos finitos de la estructura indica un
esfuerzo máximo de 188,2 MPa. Con este valor se procede a calcular el mínimo factor de
seguridad con el que trabaja la estructura con la siguiente expresión:
Donde:
:
Resistencia a la fluencia del material, para acero ASTM A 36, 250MPa
: Esfuerzo máximo obtenido en la estructura, 188,2 MPa
2.2. Diseño térmico
Esta etapa del diseño contempló el sistema de calentamiento del agua de escaldado. Este
sistema está conformado por un serpentín de vapor, encargado del calentamiento del
agua de escaldado; y por un circuito térmico, por el que se suministrará vapor y
recuperará líquido saturado a la entrada y salida del serpentín respectivamente. En esta
etapa del diseño, también se seleccionó y calculó el espesor del aislante térmico con el
que se cubrirán las paredes del equipo.
2.2.1. Cálculo del serpentín
Por el serpentín de vapor circulará vapor de agua a 2 bares de presión. Este serpentín
estará encargado de elevar la temperatura de 421Kg de agua de escaldado, desde una
temperatura ambiente promedio de 20°C hasta 100°C en 8 horas, aprovechando el calor
latente durante la condensación del vapor.
Con los datos de masa de agua de escaldado, y tiempo y temperatura de calentamiento
calculamos primero, con la ecuación (2.63), el flujo de calor necesario para elevar la
temperatura del agua de escaldado.
Qagua 
Donde,
magua  C p  T
(2.63)
t
Qagua
:
Flujo de calor para calentar el agua de escaldado, en  KW 
CP
:
Calor específico del agua, CP  4,1868 KJ Kg C
T
:
Diferencia entre la temperatura final e inicial del agua, T  80C
t
:
Tiempo para el calentamiento del agua, 8hr  3600 s
m
:
Masa de agua a calentar, m  421Kg
hr
 28800seg
Reemplazando valores en (2.63) tenemos que el flujo de calor necesario para el
calentamiento del agua es:
Qagua  4,89 Kw
Con este flujo de calor podemos calcular el flujo másico de vapor que debe de circular por
el serpentín. Para esto, utilizamos la siguiente expresión.
Qagua  m h
v fg
(2.64)
Donde,
Qagua :
Flujo de calor por condensación de vapor en el serpentín, 4,89 KW
mv
:
Flujo de masa de vapor que circulara por el serpentín.
h fg
:
Entalpia de condensación del vapor de agua, 2201,557 KJ Kg
Reemplazando valores en (2.64), tenemos que el flujo másico de vapor es:
mv  0, 002 Kg
s
Con estos datos de flujo másico de vapor y flujo de calor para el calentamiento del agua
de escaldado podemos determinar y calcular características físicas como material,
diámetro y longitud del serpentín.
El material seleccionado para la fabricación del serpentín es el cobre debido a que,
además de poseer una buena conductividad térmica, es un material bactericida [38]. Por
otro lado, con la finalidad de mejorar el área de transferencia, fijamos el diámetro nominal
del serpentín en DN  1" .
Teniendo en cuenta el material y el diámetro nominal seleccionados, definimos las
siguientes dimensiones y propiedades:
DN  1"
Dext  0,02857m
KCU  0,3852 Kw
dint  0,02603m
mK
Para determinar la longitud del serpentín, seguimos el cálculo iterativo mostrado en el
diagrama de la figura 2.27.
Cálculo de la longitud del serpentín
̇
Coeficiente convectivo interno
Asumir
( )
NO
SI
Flujo másico bajo
Según correlación
de J.Chato (1962)
Flujo másico alto
Según correlación
de M.Soliman (1968)
Cálculo de la longitud del
serpentín Lpreliminar
(
)
Flujo de
calor
Coeficiente convectivo externo
NO
SI
Régimen Laminar
⁄
Régimen Turbulento
(
)
⁄
Hallar
(2)
( )
(2)
NO
SI
Figura 2.27 Procedimiento de cálculo de la longitud del serpentín
⁄
Siguiendo el proceso de cálculo mostrado en la figura 2.27, calculamos primero el
coeficiente convectivo interno
 i  del
serpentín. Para esto determinamos primero el
número de Reynolds del flujo de vapor interno, pues de su valor depende la correlación a
usar para el cálculo de  i .
Con respecto a lo descrito, tenemos que el Reynolds de vapor es:
Rev 
4mv
(2.65)
 dint v
Donde,
Rev
: Numero de Reynolds de vapor que circula por el serpentín
mv
: Flujo de masa de vapor que circula por el serpentín, 0,002 Kg s
dint
: Diámetro interno de la tubería de cobre, 0,02603m
v
: Viscosidad dinámica del vapor, 1, 29 105 N .s 2
m
Reemplazando valores en (2.65), tenemos que el Reynolds de vapor es:
Rev  7548,5
Como Rev  35000 , el coeficiente convectivo interno al serpentín es hallado con la
correlación de J.Chato (1992) [39] como sigue a continuación:
int  Kw m2c 
     v  gh fg kL3 
 0,555  L L

 L Dint Ts  Twint  


0,25
Donde,
 Kw m c 
 int
: Coeficiente convectivo interior al serpentín
L
: Densidad del líquido saturado, 942,937 Kg m3
v
: Densidad del vapor saturado, 1,129 Kg m3
L
: Viscosidad dinámica del líquido saturado, 2,316 104 N .s m2
2
(2.66)
h fg
: Variación de la entalpia entre vapor y líquido saturado, 2201,557 KJ Kg
kL
: Conductividad térmica del líquido,
Ts
: Temperatura de saturación del agua a 2 bares de presión, 120, 21C
Twint
: Temperatura de la superficie interior del serpentín
dint
: Diámetro interior del serpentín, 0,02603m
g
: Aceleración de la gravedad, 9,81 m s2
Si asumimos
6,832 104 Kw mc
Twint  120C y reemplazamos valores en (2.66), tenemos que el
coeficiente convectivo interno es:
int  26,02 Kw m2 C
Dado que ya conocemos el valor del coeficiente convectivo interno  int , podemos calcular
una longitud preliminar del serpentín planteando la ecuación de transferencia (2.67) entre
los puntos 1 y 2 de la primera resistencia del circuito térmico mostrado en la figura 2.28.
Figura 2.28 Circuito térmico del serpentín
Qagua  i Ai (Ts  Twi )
(2.67)
Donde,
Qagua :
Flujo de calor necesario para el calentamiento de agua, Qagua  4,89 Kw
 int
:
Coeficiente convectivo interior, int  26, 02 Kw m2
Ai
:
Área interior del serpentín
Ts
:
Temperatura de saturación del agua a 2 bar, 120.21°C
Twi
:
Temperatura de la superficie interior del serpentín, valor asumido
anteriormente, 120°C
Reemplazando valores en (2.67), y dado que el área interior Ai está en función de la
longitud, tenemos lo siguiente:
L pre liminar  11m
Siguiendo con el procedimiento de cálculo de la figura 2.27, hallamos el valor del
coeficiente convectivo exterior al serpentín. En esta zona encontramos el agua de
escaldado que, como ya se mencionó, se calentará desde 20 hasta 100°C. Durante la
etapa de calentamiento, el agua de escaldado tendrá una velocidad de desplazamiento
longitudinal a los tubos del serpentín de 0,03 m s debido al movimiento del tornillo
transportador.
Las propiedades termodinámicas del agua de escaldado a una temperatura promedio
Tb  60C son las siguientes:

Densidad del líquido de escaldado
:
agua  983,195 Kg m3

Velocidad dinámica
:
agua  4, 66 104 Ns m2

Conductividad térmica
:
Kagua  6,54 104 KW mC

Numero de Prandtl
:
Pragua  2,98
Si idealizamos la tubería (cilindro) como placa plana, tenemos que el número de Reynolds
puede ser calculado como sigue a continuación:
Re 
V  Lpre lim inar  agua
agua
(2.68)
Donde,
V
:
Velocidad del agua escaldado, 0,03 m s
Lpre liminar
:
Longitud preliminar del serpentín, 11m
Reemplazando valores en (2.68) tenemos lo siguiente:
Re  696253,97
Como el número de Reynolds es mayor a 5 10 , tenemos un régimen turbulento. Por
5
esto, el número de Nusselt es hallado como sigue a continuación:
1
0,8
Nu   0,036  Re   836   PrLesc  3


(2.69)
Nu  1243,71
De esto, el coeficiente convectivo exterior
Nu 
ext 
es hallado como sigue a continuación:
 ext  Lpre lim
K agua
(2.70)
ext  0,074 Kw mC
Finalmente, verificamos el valor asumido de Twi . Para esto igualamos el flujo de calor
entre las resistencias 1-2 y 2-4 del circuito térmico ya mostrado en la figura 2.28.
Q  2 L int (Ts  Twi ) 
2 L(Ts  Twi )
 Dext 
ln 

 D int   1
KCU
 e re
Si despejamos Twi y reemplazamos valores tenemos lo siguiente:
Twi  120,02 120
Como se puede ver la temperatura asumida (120°C) fue correcta. En el Anexo 4-1 se
muestran los resultados de las iteraciones no acertadas.
Dado que se acertó en el valor asumido de la temperatura interna del serpentín, la
longitud final de este es igual a la longitud preliminar (11m). Sin embargo, esta longitud
tiene que ser recalculada pues hay que incluir las pérdidas de calor.
2.2.2. Cálculo de pérdidas de calor
Pérdidas de calor por las paredes del recipiente
El recipiente de agua está hecho de planchas de acero inoxidable de 4mm de espesor.
Las paredes del recipiente estarán forradas de un aislante, lana de roca, de espesor de
30mm y una chapa de protección de acero de 1mm de espesor.
Las dimensiones del recipiente de agua, las características de las paredes y el circuito
térmico de este se muestran en la figura 2.29.
Figura 2.29 Características del recipiente de agua
Para el análisis de la conducción, utilizaremos el factor de forma de las paredes, aristas y
vértices. El cálculo de los factores de forma que queda definido como sigue a
continuación:

Pared plana
:
S
A
e
(2.71)

Aristas
:
S  0,54L
(2.72)

Vértices
:
S  0,15e
(2.73)
Donde,
S
:
Factor de forma
A
:
Área de la pared
L
:
Longitud de la arista
e
:
Espesor de pared
El factor de forma total de las paredes del recipiente, del aislante y de la chapa de
protección es calculado en el Anexo 4-2. Los resultados se citan a continuación:
a) Para la pared del recipiente :
STotal  1788,6m
b) Para el aislante
STotal  152,38m
:
c) Para la chapa de protección :
STotal  8111,95m
El área interior y exterior, serán:
Aint  7,12m2
Aext  8,13m2
El coeficiente convectivo interno al recipiente y exterior al serpentín, hallado en la sección
anterior, es el siguiente:
irec  0,0767 Kw m2 C
Los coeficientes de conducción, propios a las paredes del recipiente son los siguientes:
Kacero  1.90 102 Kw m K
Kaislante  3,5 105 Kw m K
Los coeficientes de convección y radiación externa son calculados como sigue a
continuación:

Coeficiente de convección exterior
Si consideramos que las paredes son placas planas y que el fluido del exterior es aire, el
coeficiente convectivo exterior estará definido por la siguiente expresión:
 ( KW
T 
T
)  1.42  wext ext 
m2 C
L


0,25
103
(2.74)
Donde:
Twerec :
Temperatura de la superficie exterior del recipiente
Text
:
Temperatura del ambiente exterior. Text  20C
L
:
Longitud del recipiente, 2m
Si asumimos
Twext
 26,6C y reemplazamos valores en (2.74) tenemos lo siguiente:
cext  1, 914  10 (KW m2 C)
3

Coeficiente de radiación
El coeficiente de radiación  R , puede ser calculado como sigue a continuación:
 E1 (T1  T24 ) 
3
 10
 (T1  T2 ) 
 R ( KW m2 C )  
(2.75)
Donde,
E1
:
Emisividad de las planchas de protección, 0,9

:
Constante de Stefan-Boltzmann. 5,6697 108 W m2 K 4
T1
:
Temperatura de la superficie exterior del recipiente, 299,6°K (asumido)
T2
:
Temperatura del ambiente exterior en grados Kelvin.
Text  293K
Reemplazando valores en (2.75) tenemos que el coeficiente de radiación externa es:
 R  5,31103 KN m2 C
Ya conocidos los coeficientes de convección y radiación externa, podemos calcular el flujo
de pérdidas de calor a través de las paredes. Para esto, planteamos la ecuación de
transferencia de circuito mostrado en la figura 2.29 como sigue:
Q paredes ( KW ) 
1
 irec Aint

1
K acero  S pared
Tint  Text
(2.76)
1
1
1



K aisl  S aisl K acero  S plancha ( R   ext ) Aext
Considerando que Tint es la temperatura del agua de escaldado al interior del recipiente,
reemplazamos valores en la ecuación (2.76) y tenemos como resultado:
Qparedes  0,39 KW
Finalmente, verificamos el valor asumido de TWext  26,6C evaluando la transferencia de
calor entre los puntos 3 y 4 del circuito térmico de la figura 2.29.
Qparedes  (ext   R ) Aext (TWext  Text )
(2.77)
Donde,
Q paredes
:
es el calor de pérdidas, 0,39 Kw
Cext
:
3
2
Coeficient de convección exterior al recipiente 1,914 10 Kw m C
R
:
Coeficiente de radiación, 5,31103 KW m2 C
Aext
:
2
Área exterior del recipiente, 8,13m
TWext
:
Temperatura de la superficie exterior del recipiente
Text
:
Temperatura del ambiente exterior, Text  20C
Si reemplazamos valores en (2.77) y despejamos TWext , tenemos lo siguiente:
TWext  26,64C
Como la temperatura exterior asumida es similar a la calculada, el calor de pérdidas por
las paredes es igual al ya calculado, Qparedes  0,39 KW
Pérdidas de calor por calentamiento del sistema de transporte
Como ya se mencionó anteriormente, el sistema de transporte está conformado por el
tornillo transportador y el cilindro separador. Estos dos elementos, al estar en contacto
con el agua de escaldado, pasarán por un proceso de calentamiento hasta llegar al
equilibrio térmico.
El flujo de calor necesario para que los elementos mencionados alcancen la temperatura
de equilibrio es calculado como sigue a continuación.
Qacero 
macero  Cpacero  T
t
(2.78)
Donde,
:
Flujo de calor necesario para el calentamiento del sistema de transporte
:
Masa del sistema de transporte, 240 Kg
:
Calor específico de acero inoxidable,
:
Variación de la temperatura inicial y final,
:
Tiempo de calentamiento, 8 horas
Reemplazando valores en la ecuación (2.78), tenemos que el flujo de calor necesario para
el calentamiento del sistema de transporte es el siguiente:
Qacero  0.33KW
Ahora, podemos calcular el flujo de calor debido a las pérdidas como sigue:
Qpérdidas  Q paredes  Qacero
Qpérdidas  0.72KW
(2.79)
Ahora, como mencionamos, es necesario incluir el flujo de calor de pérdidas para el
cálculo del serpentín. Es así, que el flujo de calor a entregar por el serpentín queda
definido como sigue:
Qserpentín  Qagua  Qpérdidas
(2.80)
Qserpentín  5, 6KW
Con este nuevo valor recalculamos la longitud del serpentín siguiendo el proceso de
iteración (figura 2.27) ya desarrollado en la sección 2.2.1 “Cálculo del serpentín”. Como
resultado de este nuevo cálculo, obtenemos que la longitud final del serpentín es 13m.
Los datos obtenidos de la iteración son adjuntos en el Anexo 4-1.
2.2.3. Circuito térmico
Para garantizar el flujo de vapor por el serpentín, bajo las condiciones específicas ya
mencionadas, es necesario implementar un circuito térmico.
La sección del circuito del lado de ingreso de vapor puede ser observada en la figura 2.30.
En esta zona podemos observar los siguientes elementos:
Figura 2.30 Sección de ingreso de vapor del circuito térmico
1. Válvulas de corte
: Están ubicadas en cada extremo de esta sección del
circuito térmico y tienen la función de aislarlo para permitir las labores de su
mantenimiento.
2. Filtro
: Cumple la función de proteger a la válvula reguladora de
presión/temperatura de la presencia de partículas.
3. Manómetros
: Ubicados antes y después de la válvula reguladora de
presión/temperatura para poder monitorear la regulación de presión del vapor.
4. Válvula reguladora
: Esta válvula reducirá, de 6 bar a 2 bar, la presión del vapor
que ingresa al serpentín y la temperatura del agua de escaldado del recipiente, pues
cuenta con un sensor de temperatura (6) que regula la apertura de la válvula en
función de la temperatura del agua dentro del recipiente.
5. Válvula de seguridad
: Es indispensable contar con esta válvula para proteger de
sobre presión a los equipos aguas más abajo.
Dado que en el serpentín se produce la condensación del vapor, a la salida de este se
obtendrá líquido saturado. Este líquido será recuperado y enviado al caldero de la
planta. Los elementos presentes a la salida del circuito pueden ser observados en la
figura 2.31.
Figura 2.31 Sección de salida del circuito térmico
A continuación, explicaremos los elementos presentes en esta sección del circuito
térmico teniendo en cuenta la numeración con la que son identificados en la figura 2.31.
1. Válvulas de corte
: Ubicadas en cada extremo de esta sección del circuito,
tienen la función de aislarlo para permitir las labores de su mantenimiento.
2. Filtro
: Cumple la función de proteger a la trampa de vapor de la
presencia de partículas.
8. Trampa de vapor
: Utilizada para recuperar el condensado del circuito.
9. Válvula antirretorno
: Necesaria para evitar el retorno de condensado hacia la
trampa de vapor.
2.2.4
Selección de accesorios del circuito térmico
Los accesorios seleccionados para la implementación del circuito térmico son los
siguientes:
Válvula de corte
-
Tipo
:
Válvula de esfera, rosca NPT
-
Marca/Modelo
:
Spirax sarco / MV10
-
Diámetro nominal
:
1 in
-
Marca
:
Spirax sarco
-
Diámetro nominal
:
1 in
Filtro
Tamiz de acero inoxidable, perforaciones de 0.8 mm
Manómetro
-
Marca
:
Spirax sarco
-
Diámetro nominal
:
1 in, conexión roscada NPT
-
Rango de presión
:
0-10 bar
Válvula reguladora de presión/temperatura
Considerando que la reducción de presión será de 6 a 2bar y que el flujo de masa de
vapor es 11 Kg/h, la válvula seleccionada es la siguiente:
-
Marca/modelo
:
Spirax sarco / DP27T
-
Diámetro nominal
:
1 in, conexión roscada NPT
Sensor de temperatura con rango de trabajo de 71 a 104°C
Válvula de seguridad
-
Marca/modelo
:
Spirax sarco / SV60
-
Configuración
:
Cabezal cerrado / con palanca
-
Tamaño
:
DN20 x DN32
-
Presión de tara
:
4 bar g
-
Tipo de junta
:
Bridada PN40
Trampa de vapor
Considerando que la variación de presión será de 2bar manométricos y que el flujo de
vapor es de 11Kg/h, el purgador de boya cerrada seleccionado es el siguiente:
-
Marca/modelo
:
Spirax sarco / FT14 (L-R)
-
Tamaño
:
1 in, junta roscada NPT
Válvula antirretorno
-
Marca/modelo
:
Spirax sarco / DCV41
-
Tamaño
:
1 in, junta roscada NPT
2.3.
Secuencia de operaciones
A fin de resumir el modo de operación del equipo escaldador, presentamos las siguientes
etapas de trabajo.
Calentamiento del agua de escaldado
El recipiente de agua de escaldado es llenado con agua “blanda” hasta que el visor de
nivel marque 33cm.
Se configura el sistema de cadenas de tal manera que su relación de transmisión sea
icadena  1 (revoluciones en el transportador, 6,5 RPM). Con esto conseguimos que la
agitación del agua de escaldado sea la adecuada para cumplir con el calentamiento de
esta en el tiempo estimado.
Se arranca el motor y se deja funcionando el equipo, durante las 8 horas que toma llevar
la temperatura del agua de escaldado a 100°C.
Escaldado de productos
Para esta etapa de operación, se modifica el sistema de transmisión por cadenas de tal
manera que su relación de transmisión sea icadena  4 .
Se enciende el motor y se varían las revoluciones de este con la finalidad de variar la
velocidad rotacional del transportador y con esto cumplir con las condiciones de
escaldado de los distintos tamaños de alcachofas. En la Tabla 2.2 se presenta una matriz
con la velocidad del motor, el tiempo y la temperatura de escaldado en función del tamaño
de las alcachofas a ser procesadas.
Tabla 2.2 Parámetros de escaldado de alcachofas
Diámetro de
alcachofa
[cm]
Temperatura Tiempo de
de escaldado escaldado
[°C]
[min]
4.0
4.5
5.0
5.5
6.0
6.5
7.0
7.5
8.0-8.5
98
98
98
98
98
98
98
98
98
13
13
13
14
15
17
18
19
20
Velocidad
del motor
[RPM]
628
628
628
583
544
480
453
429
408
Durante ambas etapas de operación circulará un flujo de masa de 11 Kg/h vapor de agua
a través del serpentín, esto para calentar el agua de escaldado y alimentar las pérdidas
de calor.
El cambio del agua de escaldado dependerá las mediciones de dureza general y PH de
esta pues, para obtener resultados óptimos, estas propiedades deben de mantenerse en
un rango menor a 14°Hf, para la dureza; y entre 7 y 9, para el PH.
Para finalizar con este segundo capítulo, y a modo de resumen, se adjuntan en el Anexo 5
las
especificaciones
técnicas
de
los
componentes
del
equipo
escaldador.
REFERENCIAS CAPÍTULO 2
[1]
[2]
[3]
[4]
[5]
[6]
[7]
[8]
[9]
[10]
[11]
[12]
[13]
[14]
[15]
[16]
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[18]
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CAPÍTULO 3
PRESUPUESTO DEL PROYECTO
3.1.
Costos de materiales y equipos
Para poder definir el costo del equipo escaldador en cuanto a materiales y equipos, se
establecieron cinco grupos básicos: el sistema de transporte de alcachofas, el sistema de
transmisión de potencia, el recipiente o cuba de agua caliente, el sistema de
calentamiento de agua y la estructura. A continuación, se detallará el costo de los
materiales y equipos utilizados para conformar los sistemas ya definidos anteriormente.
3.1.1. Sistema de transporte
Este sistema está conformado por el tornillo transportador, el cilindro separador y por
todos los elementos que permiten el flujo continuo de alcachofas. En la tabla 3.1 se
detalla el precio unitario de los elementos del sistema y el precio total del mismo.
Tabla 3.1 Costo del sistema de transporte
Cant.
1
1
2
3
1
2
3
2
34
34
68
Descripción
Rodamiento de contacto angular 7210 BECBJ
Rodamiento tipo CARB C4910 V
Chumaceras SNL210
Manguitos de fijación
Barra redonda de acero AISI 304 60mm x 3m
Plancha AISI 304 de 4' x 8' x 3mm
Perfil AISI 304 L 1 1/2" x 1 1/2" x 3/16" x 6m
Kilogramos de soldadura AWS E308L-16
Perno M10 x 30mm, DIN 24018
Tuerca M10, DIN 934
Arandela M10, DIN 125-1A
Precio Unitario
[S/.]
Precio Total
[S/.]
105.8
200
485
50
276.6
771.68
118.3
43.68
10
4
1.5
105.8
200
970
150
276.6
1543.36
354.9
87.36
340
136
102
Total
4266.02
3.1.2. Sistema de transmisión de potencia
Este sistema es el encargado del movimiento del tornillo transportador y está conformado
por un motorreductor y un sistema de transmisión por cadenas. En la tabla 3.2 se detalla
el precio de los componentes y el precio total del sistema.
91
Tabla 3.2 Costo del sistema de transmisión de potencia
Cant.
1
1
1
1
2
1
2
1
Descripción
Motorreductor SEW i = 260 P=0.75KW
Cadena eslabones =124, p=25.4mm
Cadena eslabones =94, p=25.4mm
Rueda dentada Z=76, P=25.4mm
Rueda dentada Z=19, P=25.4 mm
Tensor de cadena Z=13, P=25.4mm
Chavetas DIN 6885 14 x 9 x 56mm
Variador de frecuencia 0.75KW
Precio Unitario
[S/.]
Precio Total
[S/.]
5928.59
220
220
520
60
85
12
452.2
5928.59
220
220
520
120
85
24
452.2
Total
7569.79
3.1.3. Recipiente o cuba de agua
Este recipiente o cuba, como ya se explicó anteriormente, cumple la función de contener
el agua que será calentada y utilizada como medio calefactor para el escaldado de
alcachofas. En la tabla 3.3 se muestran los elementos utilizados para la fabricación de la
cuba de agua con sus respectivos precios unitarios y la sumatoria de estos.
Tabla 3.3 Costo del recipiente de agua
Cant.
2
2
3
1
1
1
6
1
Precio Unitario
[S/.]
Precio Total
[S/.]
Plancha AISI 304 de 4' x 8' x 4mm
Plancha AISI 304 de 4' x 8' x 2mm
Perfil AISI 304 L 2"x2"x3/16"x6m
Kilogramos de soldadura AWS E308L-16
Válvula de globo DN = 1 1/2"
Válvula de esfera DN = 2"
771.68
455
45.5
43.68
97.5
32
1543.36
910
136.5
43.68
97.5
32
Kilogramos de Lana de Roca
Cinta de caucho butílico 11/2" X 1/8" x 30'
30
284.76
180
284.76
Total
3227.8
Descripción
3.1.4. Sistema de calentamiento de agua
Este sistema está compuesto por una serie de componentes responsables del
calentamiento del agua de escaldado. En la tabla 3.4 se muestran los precios unitarios de
los componentes que conforman este sistema además del precio total del mismo.
92
Tabla 3.4 Costo del sistema de calentamiento de agua
Cant.
Descripción
13
5
4
2
4
2
2
1
1
1
1
Metro de tubería de cobre rígida tipo L 1"
Codo de retorno de cobre de DN=1"
Codo de cobre DN=1", 90°
Unión universal de cobre, DN=1"
Válvulas de esfera DN=1/2"
Filtros de fundición nodular DN=1/2"
Manómetros de 1/2", rango de presión: 0-10 bar
Válvula reguladora de presión/temperatura, DN=1/2"
Válvula de seguridad, presión de tara 4bar.
Trampa de vapor DN = 1/2"
Válvula antirretorno DN= 1/2"
Precio Unitario
[S/.]
Precio Total
[S/.]
20
18
12
31
215.8
113.7
235
2439.5
780
390
83
260
90
48
62
863.2
227.4
470
2439.5
780
390
83
Total
5713.1
3.1.5. Estructura
Para costear los elementos que constituyen la estructura, se tomó en cuenta el metro
lineal de los perfiles y de los tubos cuadrados, la soldadura necesaria para la unión de
estos elementos, el aislante térmico y la chapa metálica de protección de este. En la tabla
3.5 se detalla el precio unitario y total de los componentes utilizados para el montaje de la
estructura.
Tabla 3.5 Costo de la estructura
Cant.
Descripción
6
1
2
1
90
90
180
5
2
Perfil ANSI L 2"x2"x3/16"x6m
Perfil ANSI C 3" x 6 x 6m
Tubo cuadrado ANSI 2 1/2"x2 1/2"x3/16"x6m
Platina (ASTM A107 GR 1020) de 3/16" X 3/4" X 20 ft.
Tuerca M5, DIN 934
Perno M5 x 16mm, DIN 24018
Arandela M5, DIN 125-1A
Plancha ASTM A1008 1.2m X 2.4m X 1mm
Kilogramos de soldadura AWS E6011
Precio Unitario
[S/.]
Precio Total
[S/.]
45.5
105
38.22
330
1
4
0.2
65
11
273
105
76.44
330
90
360
36
325
22
Total
1617.44
93
3.2.
Costo de fabricación y montaje
Se consideró el tiempo aproximado para la fabricación y montaje de los sistemas además
de la cantidad de personas requeridas para dichas labores. En la tabla 3.6 se muestran
los tiempos promedios requeridos para el cumplimiento de las etapas de fabricación y el
costo que estas representan.
Para determinar el costo de hora/hombre se consideró el sueldo promedio mensual que
podría ser asignado al personal capacitado. De esto, el precio de horas/hombre queda
determinado como sigue a continuación:
Tabla 3.6 costo de fabricación y montaje del equipo escaldador
Descripción
3.3.
Cant.
Hrs
Pers.
Precio
Total [S/.]
Preparación de materiales
Fabricación de tornillo transportador
Fabricación de cilindro perforado
Fabricación de cuba de agua
2
3
2
2
16
24
16
16
467.2
1051.2
467.2
467.2
Fabricación de serpentín
Fabricación de estructura
Montaje de componentes
2
3
2
16
24
8
467.2
1051.2
233.6
Total
4204.8
Costos de diseño
Este costeo se muestra en la tabla 3.7 y para realizarlo se consideró el tiempo empleado
para cada una de las etapas del proyecto teniendo en cuenta el costo por hora de un
ingeniero y un dibujante, los mismos que quedan definidos como sigue a continuación:
El costo de diseño será asumido por el número total de equipos escaldadores que se
fabricarán en el primer lote. De esta manera, a mayor número de equipos fabricados el
costo de diseño asociado a cada uno de estos será menor.
94
Tabla 3.7 Costo de las etapas del proyecto
Descripción
Tiempo
[h]
Costo por
hora [S/.]
Pre-ingeniería
Ingeniería
Dibujo
Revisión
120
300
160
32
50
50
30
50
Precio
Total [S/.]
6000
15000
4800
1600
Total
27400
Los costos de diseño serán asumidos por la cantidad de equipos a ser fabricados. De esta
manera, si se fabrica un lote de 10 equipos el costo de diseño prorrateado a cada uno de
los escaldadores será de
3.4.
⁄
Costo total
Como se resume en la tabla 3.8 el costo total del equipo escaldador, incluyendo los
costos de materiales, fabricación y diseño, asciende a S/. 35,286.85
Tabla 3.8 Costo total del proyecto
Descripción
Costo [S/.]
Sistema de transporte
Sistema de transmisión de potencia
Recipiente o cuba de agua
Sistema de calentamiento de agua
Estructura
Diseño
Fabricación y montaje
4266.02
7569.79
3227.8
5713.1
1617.44
5480
4204.8
Sub -Total
32078.95
Gastos Administrativos (10%)
3207.895
Total
35286.845
Como se puede observar los costos mayores corresponden al sistema de transporte y al
motorreductor utilizado en el sistema de transmisión de potencia. El costo de este último
podría reducirse realizando compras directas ya que son de fabricación extranjera. Por
último, los costos de diseño y fabricación disminuirán de acuerdo a la cantidad de equipos
escaldadores que se fabriquen por lotes.
95
CONCLUSIONES
Con respecto al proyecto desarrollado, podemos concluir:
1. El mínimo factor de seguridad a la fluencia y fatiga con el que trabaja el árbol del
transportador es 2.28. Este factor no indica sobredimensionamiento del árbol pues fue
la
rigidez,
específicamente
la
deformación
torsional,
la
que
determinó
el
dimensionamiento del mismo.
2. Se aprovechó el diseño del tornillo transportador para proveer la agitación necesaria
al agua de escaldado durante la etapa de calentamiento de esta. En esta etapa, se
configura el sistema de transmisión de manera que el tornillo transportador trabaje a
6.5 RPM y provea la agitación adecuada.
3. El serpentín de vapor utilizado para el calentamiento del agua de escaldado está
dimensionado con una potencia de 5,6 KW. Esta potencia de diseño implica un 20%
de sobredimensionamiento del serpentín, pues existe un flujo de pérdidas de calor por
las paredes del equipo y por el calentamiento del tornillo transportador.
4. El circuito térmico propuesto permite la recuperación del vapor de calentamiento en
forma de líquido saturado a alta temperatura (120°C), este líquido
puede ser
reutilizado para otros procesos. Con esto, no solo recuperamos materia sino también
energía.
5. El costo del equipo escaldador diseñado en este proyecto (S/.35 286,85) puede
reducirse para ser más competitivo. Esto con la compra directa de equipos que, como
el motorreductor, son importados o mediante la fabricación de lotes más grandes.
6. El Equipo Escaldador que se ha diseñado cumple con la lista de exigencias propuesta
en el Capítulo 1. Además, durante el proceso de diseño del proyecto se empleó el
Método Generalizado de Diseño optimizando cada etapa
para obtener la mejor
solución.
96
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